(57)【要約】【課題】長寿命のメタルボンド砥石を提供することを課題とする。【解決手段】図（ａ）、（ｂ）に示すように、研削比と研削能率は共に溶融物質が３０体積％のときにピークとなる。図（ａ）において、従来の砥石の研削比は２１０と言われている。この値の３倍に横線を描くと、研削比が６３０となる溶融物質の範囲は２０〜４０体積％となる。【効果】銅錫合金の含有率を、全体の２０〜４０体積％の範囲に制限することにより、長寿命の砥石が得られる。【選択図】図５
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
砥粒とコバルトと二硫化タングステンと結合材としての銅錫合金とからなるメタルボンド砥石において、
前記銅錫合金の含有率が、全体の２０〜４０体積％であることを特徴とするメタルボンド砥石。
【請求項２】
砥粒とコバルトと二硫化タングステンと結合材としての銅錫合金とからなるメタルボンド砥石の製造方法において、
前記銅錫合金の含有率が、全体の２０〜４０体積％であり、ホットプレス法で加圧加熱することで焼結品を得る工程と、この工程に続いて前記焼結品を急冷することで砥石を得る冷却工程と、からなることを特徴とするメタルボンド砥石の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、プラトーホーニング加工に好適なメタルボンド砥石及びその製造方法に関する。
【背景技術】
【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】
上述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。
図７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】
以上に述べた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（例えば、特許文献１参照。）。
【０００５】
特許文献１の請求項１に「金属質粒子とガラス質粒子を含有する焼結性メタルボンドに、超砥粒および硫酸バリウムを含む軟質砥粒を分散させて焼結により一体化してなる超砥粒メタルボンド砥石。］、同請求項２に「焼結性メタルボンドの組成が金属質粒子２５〜７５体積％とガラス質粒子２５〜７５体積％である・・・」の記載がある。
【０００６】
さらに、金属質粒子は、特許文献１段落番号［００４６］第２行〜第３行に「・・・金属質粒子としては、銅（Ｃｕ）及び錫（Ｓｎ）の混合粉または合金粉を採用することができる。」の記載がある。
【０００７】
銅（Ｃｕ）及び錫（Ｓｎ）の混合粉または合金粉は、焼結時に溶融する物質である。本発明者らが検討したところ、この溶融物質の含有率が、砥石の寿命に大きく影響することが分かった。
すなわち、特許文献１に示されるように、溶融物質の含有率を２５〜７５体積％のように広範囲から選択させると、寿命にばらつきが起こることが判明した。
砥石の寿命は、研削工程における生産性及び生産計画に大きく影響するため、安定的に延ばす必要がある。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００８】
【特許文献１】特開２００８−２２９７９４公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００９】
本発明は、長寿命のメタルボンド砥石及びその製造方法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】
【００１０】
請求項１に係る発明は、砥粒とコバルトと二硫化タングステンと結合材としての銅錫合金とからなるメタルボンド砥石において、
前記銅錫合金の含有率が、全体の２０〜４０体積％であることを特徴とする。
メタルボンド砥石。
【００１１】
請求項２に係る発明は、砥粒とコバルトと二硫化タングステンと結合材としての銅錫合金とからなるメタルボンド砥石の製造方法において、
前記銅錫合金の含有率が、全体の２０〜４０体積％であり、ホットプレス法で加圧加熱することで焼結品を得る工程と、この工程に続いて前記焼結品を急冷することで砥石を得る冷却工程と、からなることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１２】
請求項１に係る発明では、銅錫合金の含有率を、全体の２０〜４０体積％の範囲に制限した。
溶融物質（銅錫合金）は、非溶融物質（砥粒、コバルト粒子、二硫化タングステン粒子）の間を繋ぐ結合材である。溶融物質は３０体積％が最良である。すると、非溶融物質の空間率（結合材の占有空間に合致）は３０体積％相当と推測できる。
【００１３】
この３０体積％の空間に、２０体積％未満の溶融物質が存在すると、１０体積％分の隙間（気孔）が発生する。この隙間（気孔）があるほど、砥石の性能が低下する。
また、３０体積％の空間に、４０体積％超の溶融物質が侵入しようとするが、１０体積％分が過剰となり、この過剰分が有害な介在物となる。この介在物により非溶融物質の均等分散が阻害される。そのため、砥石の性能が低下する。
【００１４】
銅錫合金の含有率を、全体の２０〜４０体積％の範囲に制限することにより、長寿命の砥石が得られる。
【００１５】
請求項２に係る発明では、請求項１の効果に次の効果を加えることができる。
仮に、焼結品を徐冷（ゆっくり冷却）すると有害な凝集塊が発生する。この点、本発明では、焼結品を急冷するため、凝集塊の発生を抑えることができ、健全な組織の砥石を製造することができる。急冷での冷却速度は１０℃／分以上、好ましくは２０℃／分以上がよい。この冷却速度であれば、凝集塊の発生を抑えることができる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】本発明で使用するホットプレスの断面図である。
【図２】炉内圧力と降温速度の相関図である。
【図３】砥石の断面を拡大した模式図である。
【図４】使用後の砥石の断面を拡大した模式図である。
【図５】実験１〜３の結果を示すグラフである。
【図６】実験４〜７の結果を示すグラフである。
【図７】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】
【００１７】
本発明の実施の形態を添付図に基づいて以下に説明する。なお、図面は符号の向きに見るものとする。
また、圧力に関しては次の表記を採用する。減圧状態には、絶対真空をゼロとした絶対圧を使用し、単位の後に（ａ）を記す。加圧状態には、大気圧をゼロとしたケージ圧を使用し、単位の後に（Ｇ）を記す。
【実施例】
【００１８】
本発明の実施例を図面に基づいて説明する。
図１に示されるように、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とからなる焼結炉である。
【００１９】
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。
【００２０】
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。
【００２１】
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。
【００２２】
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。
以上に説明したホットプレス１０を用いて次に述べる実験を行った。
【００２３】
（実験例）
本発明に係る実験例を以下に述べる。なお、本発明は実験例に限定されるものではない。
○素材：
砥粒（平均粒径５μｍ）：８．７５体積％
コバルト：表１に示す。すなわち、４９．３〜７０．２体積％
二硫化タングステン：表１に示す。すなわち、０．２５〜１３．５５体積％
結合材（りん青銅）：２０、３０、４０体積％
【００２４】
○素材充填：
上記素材を、図１のダイ１４に充填した。なお、ダイ１４の最大径は１２０ｍｍである。
○排気：
炉内の空気を排除するために、図１の排気手段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。
【００２５】
○不活性ガス充填：
図１の不活性ガス供給源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：
図１のパンチ１３、１５により、素材に３０ＭＰａのプレス圧を付与する。
【００２６】
○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。
○加熱停止：
図１の黒鉛ヒータ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、炉内の不活性ガスの圧力が維持されるように、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。
【００２７】
降温速度は、次図に示す通りであった。
図２に示すように、炉内圧力が０．０１ＭＰａ（Ｇ）では、降温速度は１１．９℃／分、０．１０ＭＰａ（Ｇ）で１２．８℃／分、０．４９ＭＰａ（Ｇ）で１６．０℃／分、０．６９ＭＰａ（Ｇ）で１７．５℃／分、０．８０ＭＰａ（Ｇ）で１８．７℃／分、０．９２ＭＰａ（Ｇ）で、１９．３℃／分であった。
なお、降温速度は７４０℃〜６００℃までの所要時間を計測し、（７４０−６００）／所要時間＝降温速度の計算により求めた。
【００２８】
降温速度の差異は、次のように説明することができる。
冷却とは温度が高い炉中心部から低い外周部に熱が伝わる（逃げる）事である。この仲介を果たす伝達物質が雰囲気となる。言い換えれば、熱の伝達は気体分子の衝突で行われる。
【００２９】
一般的なホットプレス製法は、炉内を減圧もしくはガス置換を行い、酸素分圧を下げてから焼結する。これは、酸化による劣化を防ぐ為である。減圧雰囲気では、熱を伝達する物質（気体分子）が少なくなる。また、ガス置換についても、ガスの種類が変わっても気体分子数はほとんど変わらない。よって、一般的なホットプレスの雰囲気では降温速度は向上しない。
【００３０】
本発明では、炉内の雰囲気を加圧状態でホットプレス製法を行うことにより、降温速度を向上させるものである。高圧ガスを炉に封入する事により気体の分子の数を増やす。すなわち、分子の衝突を増やして放熱を加速することに成功した。
【００３１】
○  ０．９２ＭＰａ（Ｇ）での評価：
炉内圧力が０．９２ＭＰａ（Ｇ）で製作した砥石の断面（模式図）は次図の通りであった。
図３に示すように、砥石４０は、砥粒４１とコバルト粒子４２と二硫化タングステン粒子４３と、これらを結合する金属系結合材４４とからなると共に、小さな黒点で示すコバルト粒子４２に、二硫化タングステン粒子４３と砥粒４１とが均等に分散されていた。
【００３２】
図４は図３の作用図であり、このような砥石４０で研削を行ったところ、表面から二硫化タングステン粒子４３が脱落し、微細なポケット４７ができた。
【００３３】
すなわち、砥粒の耐摩耗性を向上させるコバルト粒子４２は砥石内にとどまって砥石摩耗抑止作用を発揮する。さらに、微細ポケット４７は切粉の砥粒前面への堆積を防止し、脱落した二硫化タングステン粒子４３が固体潤滑剤の役割を果たして切粉の排出性を促進するため、切粉による目詰まりが防止される。これらの作用により、良好な切削性が維持される。
【００３４】
○大気圧（０．０１ＭＰａ（Ｇ））での評価：
一方、炉内圧力が０．０１ＭＰａ（Ｇ）で製作した砥石には、脆い凝集塊が見られた。このことから、焼結後に、高降温速度で冷却することで、凝集塊の発生を抑えることができた。
【００３５】
次に、溶融物質（りん青銅）の好適含有率を、決定するために追加実験を行った。
【００３６】
（追加実験）
○実験１〜３：
表１に示すように、りん青銅（Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐ）を２０体積％、砥粒を８．７５体積％、コバルト粒子を５７．７０体積％、二硫化タングステンを１３．５５体積％として、上記（実験）の項で示した実験条件で、砥石を製作した（ただし、雰囲気は０．９２ＭＰａ（Ｇ）、降温速度は１８．２℃／分）。
【００３７】
ところで、砥石でワークを研削した場合に、ワークは所定の体積だけ研削除去される。この体積を研削体積と呼ぶ。
また、砥石側もある程度の体積が摩耗する。この体積を摩耗体積と呼ぶ。
（研削体積／摩耗体積）＝研削比と定義する。研削比は砥石の寿命そのものを表すので、研削比の大きな砥石、すなわち、砥石の摩耗量が少なく、ワークの研削量が大きい砥石が望まれる。
【００３８】
また、ワークを一定時間で加工する時、研削体積は大きいほど生産性が高まる。そこで、研削能率＝（研削体積／加工時間）と定義する。研削能率の単位はｍｍ３／ｓｅｃとする。
【００３９】
【表１】
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【００４０】
実験１では、研削比は６６０、研削能率は７．９ｍｍ３／ｓｅｃであった。
二硫化タングステンの含有率を下げて実施した実験２及び３では表１に示す通りの結果が得られた。
実験１〜３における研削比と研削能率とをグラフ化したものを次に示す。
【００４１】
図５（ａ）、（ｂ）に示すように、研削比と研削能率は共に溶融物質が３０体積％のときにピークとなる。（ａ）において、従来の砥石の研削比は２１０と言われている。この値の３倍に横線を描くと、研削比が６３０となる溶融物質の範囲は２０〜４０体積％となる。さらに、４倍に横線を描くと、研削比が８４０となる溶融物質の範囲は２４〜３６体積％となる。
【００４２】
実験１〜３は、ＷＳ２／Ｃｏで示す二硫化タングステン／コバルトが、９．０％以上であった。二硫化タングステンの含有率を下げて、実験４〜７を実施する。
【００４３】
○実験４〜７：
表２に示すように、りん青銅（Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐ）を２０体積％、砥粒を８．７５体積％、コバルト粒子を６７．７０体積％、二硫化タングステンを３．５５体積％として、上記（実験）の項で示した実験条件で、砥石を製作した（ただし、雰囲気は０．９２ＭＰａ（Ｇ）、降温速度は１８．２℃／分）。
【００４４】
【表２】
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【００４５】
実験４では、研削比は９２０、研削能率は７．５ｍｍ３／ｓｅｃであった。
二硫化タングステンの含有率をさらに下げて実施した実験５〜７では表２に示す通りの結果が得られた。
実験４〜７における研削比と研削能率とをグラフ化したものを次に示す。
【００４６】
図６（ａ）、（ｂ）に示すように、研削比と研削能率は共に溶融物質が３０体積％のときにピークとなる。（ａ）において、従来の砥石の研削比は２１０と言われている。この値の３倍に横線を描くと、研削比が６３０となる溶融物質の範囲は１８〜４０体積％となる。さらに、４倍に横線を描くと、研削比が８４０となる溶融物質の範囲は２０〜３８体積％となる。
【００４７】
図５（ａ）と図６（ａ）とを重ねると、従来の３倍の研削比は、溶融物質の範囲が２０〜４０体積％であれば、得られることが確認できた。
この確認事項を検討する。
表１、２に示す溶融物質（りん青銅）は、非溶融物質（砥粒、コバルト粒子、二硫化タングステン粒子）の間を繋ぐ結合材である。溶融物質は３０体積％が最良であったから、非溶融物質の空間率（結合材の占有空間に合致）は３０体積％相当と推測できる。
【００４８】
この３０体積％の空間に、２０体積％未満の溶融物質が存在すると、１０体積％分の隙間（気孔）が発生する。この隙間（気孔）があるほど、砥石の性能が低下する。
また、３０体積％の空間に、４０体積％超の溶融物質が侵入しようとと、１０体積％分が過剰となり、この過剰分が有害な介在物となる。この介在物により非溶融物質の均等分散が阻害される。そのため、砥石の性能が低下する。
【００４９】
尚、銅錫合金は、りん青銅の他、快削りん青銅でもよく、要は、銅と錫の合金又は銅と錫と他の元素の合金であれば種類は問わない。
【産業上の利用可能性】
【００５０】
本発明は、プラトーホーニング加工に用いるメタルボンド砥石の製造に好適である。
【符号の説明】
【００５１】
１０…ホットプレス、１１…水冷ジャケット、３１…不活性ガス供給源、４０…砥石（メタルボンド）、４１…砥粒、４２…コバルト粒子、４３…二硫化タングステン粒子、４４…結合材。
【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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