メタルボンド砥石の製造方法
【課題】高寿命のメタルボンド砥石を製造することができる製造技術を提供することを課題とする。
【解決手段】研削材としての砥粒と、砥石の性能を向上させるコバルト及びセラミックスと、結合材とからなるメタルボンド砥石の製造方法であって、加熱を停止し、圧縮不活性ガスの圧力を維持しつつ焼成品を冷却することで砥石を得る冷却処理工程を含み、圧縮不活性ガスの圧力は、ゲージ圧力で０．９２〜０．９８ＭＰａとする。
【効果】０．９２ＭＰａ以上であれば、高い降温速度が得られ、０．９８ＭＰａに留めることによりホットプレスの価格を抑えることができる。
【解決手段】研削材としての砥粒と、砥石の性能を向上させるコバルト及びセラミックスと、結合材とからなるメタルボンド砥石の製造方法であって、加熱を停止し、圧縮不活性ガスの圧力を維持しつつ焼成品を冷却することで砥石を得る冷却処理工程を含み、圧縮不活性ガスの圧力は、ゲージ圧力で０．９２〜０．９８ＭＰａとする。
【効果】０．９２ＭＰａ以上であれば、高い降温速度が得られ、０．９８ＭＰａに留めることによりホットプレスの価格を抑えることができる。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、ホーニング粗加工に好適なメタルボンド砥石の製造技術に関する。
【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８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の段落番号［００４９］に「製造条件は、硫酸バリウム（ＢａＳＯ４）を含む実施例の砥石の焼結温度５００℃及び成型圧力１５ＭＰａであった。いずれも調合した混合粉末を同時に過熱（原文のまま。加熱が正しいと思われる）加圧（ホットプレス）して製作した。」の記載がある。
【０００６】
本発明者らは、上記焼結条件（５００℃、１５ＭＰａ）で、メタルボンド砥石素材を加圧焼結した。焼結後に、特許文献１には説明されていないが、ヒータへの通電を停止して冷却することでメタルボンド砥石を得た。このときの冷却速度は５．８℃／分であった。
得られたメタルボンド砥石の断面模式図は次の通りである。
【０００７】
図９は従来のメタルボンド砥石の断面模式図であり、このメタルボンド砥石１１０では、母材である金属系結合材Ｍｂ中に、コバルト（Ｃｏ）粒子１１１と、砥粒１１２と、二硫化タングステン（ＷＳ２）粒子１１３とを分散させることを基本とするが、これに凝集塊１１５が含まれていることが判明した。
【０００８】
この凝集塊１１５は、機械的特性の向上を目的に添加されるフィラーの分散が不十分であるため、母材である金属系結合材Ｍｂの粗大な結晶中にフィラーであるコバルト粒子１１１と二硫化タングステン粒子１１３とが凝集したことにより生成される。このような凝集塊１１５は、周囲に較べて脆弱である。
【０００９】
図１０は図９の作用説明図であり、メタルボンド砥石１１０で暫く研削を行ったところ、凝集塊１１５が表面から脱落して、ポケット１１６ができていた。このため保持力が低下して砥粒の脱落が進行することによる研削量の低下、および、凝集塊脱落の進行による摩耗の急増が発生するので、従来のメタルボンド砥石１１０は寿命が短いという問題があることが分かった。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１０】
【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】
【００１１】
本発明は、高寿命のメタルボンド砥石を製造することができる製造技術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】
【００１２】
請求項１に係る発明は、研削材としての砥粒と、砥石の性能を向上させるコバルト及びセラミックスと、結合材とからなるメタルボンド砥石の製造方法であって、
ホットプレスにより前記砥粒、コバルト、セラミックス及び結合材からなる素材にプレス圧を付与しながら、前記素材を圧縮不活性ガス雰囲気中で、焼成処理することで焼成品を得る加熱処理工程と、
加熱を停止し、前記圧縮不活性ガスの圧力を維持しつつ前記焼成品を冷却することで砥石を得る冷却処理工程と、からなることを特徴とする。
【００１３】
請求項２に係る発明では、圧縮不活性ガスの圧力は、ゲージ圧力で０．９２〜０．９８ＭＰａであることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１４】
請求項１に係る発明では、焼成品を圧縮不活性ガス中で冷却するようにした。不活性ガスは圧縮されると密度が大きくなりガス分子同士の衝突頻度が増すので、伝熱性が高まる。すなわち、圧縮不活性ガスは、焼成品の保有熱を、水冷ジャケットへ効率よく伝達する、熱キャリアの役割を果たす。高い降温速度で冷却すると、脆弱な凝集塊の発生を抑制することができる。結果、砥石の寿命を延ばすことができる。焼成品を圧縮不活性ガス中で冷却すると、１０℃／分以上の冷却速度が得られる。装置によっては２０℃／分以上の冷却速度が得られる。冷却速度が１０℃／分以上、好ましくは２０℃／分以上であれば、凝集塊の発生を抑えることができる。
【００１５】
請求項２に係る発明では、圧縮不活性ガスの圧力を、ゲージ圧力で０．９２〜０．９８ＭＰａにした。０．９８ＭＰａを超えると高圧容器関連法令により、ホットプレスの耐圧性が強く求められ、ホットプレスが高価になる。この点、０．９８ＭＰａに留めることにより、ホットプレスの価格を抑えつつ、高い降温速度が得られる。また、０．９２ＭＰａ以上であれば、高い降温速度が得られる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】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】降温速度と研削比の相関図である。
【図４】研削前における実験０２の砥石の断面模式図である。
【図５】研削前における実験０３の砥石の断面模式図である。
【図６】好適な降温速度の範囲を説明する図である。
【図７】炉内圧力の好適範囲を示す図である。
【図８】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。
【図９】従来の砥石の断面を拡大した模式図である。
【図１０】使用後の砥石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、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（耐加圧型ホットプレス）である。
断熱室１７は、耐久性に富み、断熱性能が高いセラミックファイバー製成形体からなる。
【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６９μｍ）：１０体積％
コバルト：４０体積％
セラミックス：２０体積％
結合材：３０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】
また、炉内が２０Ｐａ（ａ）もの高真空の場合は、５℃／分であった。
【００２９】
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。
【００３０】
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。高真空の場合は、上述したように降温速度が半分以下になる。
【００３１】
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こと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ができる。
【００３２】
次に、降温速度と砥石の性能との相関を調べる。
図１で説明したホットプレス１０で、炉内圧力を０．５ＭＰａ（Ｇ）に設定する。この設定で得られる１５℃／分の降温速度で、砥石を製造した。得られた砥石に係る実験番号を実験０１と呼ぶことにする。
【００３３】
同様に、ホットプレス１０で、炉内圧力を２０Ｐａ（ａ）に設定する。この設定で得られる５℃／分の降温速度で、砥石を製造した。得られた砥石に係る実験番号を実験０２と呼ぶことにする。
【００３４】
得られた砥石（粗砥石）を用いて、粗研削を行って、研削比を調べた。結果を表１に示す。なお、研削比の定義は次の通りである。
【００３５】
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。
【００３６】
【表１】
【００３７】
実験０２より実験０１の方が、大きな研削比を得ることができた。すなわち、砥石の研削比は降温速度に比例して増加することが期待できる。
そこで、より大きな降温速度で砥石を製造し、研削比を調べることにする。
【００３８】
図１の設備では、降温速度の上限が２０℃／分に留まる。降温速度を更に高めるために、図１中の断熱室１７を、セラミックファイバー製成形体より断熱性能が小さなセラミックスファイバー製フェルトに交換した。結果、３０℃／分もの大きな降温速度を得ることができた。３０℃／分の降温速度で、砥石を製造した。得られた砥石に係る実験番号を実験０３と呼び、研削比を調べた。結果を表２に示す。
【００３９】
【表２】
【００４０】
図３で、降温速度と研削比の相関を示す。降温速度が１５℃／分以上になると、研削比が飛躍的に増大することが確認できた。
【００４１】
研削比が大きく異なっているため、実験０２の砥石と実験０３の砥石とを、顕微鏡で観察した。断面の様子を模式図で説明する。
図４は研削前における実験０２の砥石の断面模式図であり、実験０２の砥石４０は、砥粒４１と、コバルト粒子４２と、セラミックス粒子４３と、これらを結合する金属系結合材４４とを基本要素とするが、これに凝集塊４５が含まれていた。
【００４２】
この凝集塊４５は、従来の技術の項で説明したように、機械的特性の向上を目的に添加されるフィラーの分散が不十分であるため、母材である金属系結合材の粗大な結晶中にフィラーであるコバルト粒子４２とセラミックス粒子４３とが凝集したことにより生成される。このような凝集塊４５は、周囲に較べて脆弱である。
【００４３】
研削作業を行うと、脆弱な凝集塊４５が脱落する。すると、砥粒４１に対する支持力が減少し、砥粒４１が砥石４０から脱落する。摩耗体積が増加し、研削体積が減少するため、（研削体積／摩耗体積）で示される研削比が小さくなり、表１に示されように、研削比が４８００に留まった。
【００４４】
図５は研削前における実験０３の砥石の断面模式図であり、実験０３の砥石５０は、砥粒５１と、コバルト粒子５２と、セラミックス粒子５３と、これらを結合する金属系結合材５４とからなり、凝集塊は認められなかった。
【００４５】
研削作業を実行すると、砥粒５１の脱落は少なく、良好な研削が行えた。結果、研削比が飛躍的に大きくなり、表２に示されように、研削比が１４０００になった。
【００４６】
表１と表２とに基づいて、炉内圧力と研削比との相関をグラフ化した。
図６に示すように、研削比は、降温速度が５〜１５℃／分の範囲では、それ程の増大は期待できない。一方、降温速度が１５〜３０℃／分の範囲では、降温速度に比例した大きな研削比が得られる。
したがって、研削比の面から、降温速度は１５℃／分以上が好ましく、且つ大きいほど良い。
【００４７】
また、表２の備考欄に記載したように、断熱性能を下げたため、加熱に要する電気代が嵩む。また、セラミックスファイバー製フェルトは、セラミックスファイバー製成形体より耐久性に乏しいため、断熱室１７の交換費用が嵩む。
したがって、実験０３を実施するには、運転費が嵩み、実施が困難となる。すなわち、運転費の上昇を抑えることから降温速度は２０℃／分以下であることが望まれる。
【００４８】
図２でプロットした黒丸の最大値は、０．９２ＭＰａ（Ｇ）であった。また、図３での真空加圧型は、１０気圧（０．９８ＭＰ（Ｇ））まで炉内圧力を高めることができる。
したがって、図７に示すように、０．９２〜０．９８ＭＰａ（Ｇ）の炉内圧力が好適範囲として推奨される。
【産業上の利用可能性】
【００４９】
本発明は、ホーニング粗加工に用いるメタルボンド砥石に好適である。
【符号の説明】
【００５０】
５０…メタルボンド砥石、５１…砥粒、５２…コバルト粒子、５３…セラミックス粒子、５４…結合材（金属系結合材）。
【技術分野】
【０００１】
本発明は、ホーニング粗加工に好適なメタルボンド砥石の製造技術に関する。
【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８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の段落番号［００４９］に「製造条件は、硫酸バリウム（ＢａＳＯ４）を含む実施例の砥石の焼結温度５００℃及び成型圧力１５ＭＰａであった。いずれも調合した混合粉末を同時に過熱（原文のまま。加熱が正しいと思われる）加圧（ホットプレス）して製作した。」の記載がある。
【０００６】
本発明者らは、上記焼結条件（５００℃、１５ＭＰａ）で、メタルボンド砥石素材を加圧焼結した。焼結後に、特許文献１には説明されていないが、ヒータへの通電を停止して冷却することでメタルボンド砥石を得た。このときの冷却速度は５．８℃／分であった。
得られたメタルボンド砥石の断面模式図は次の通りである。
【０００７】
図９は従来のメタルボンド砥石の断面模式図であり、このメタルボンド砥石１１０では、母材である金属系結合材Ｍｂ中に、コバルト（Ｃｏ）粒子１１１と、砥粒１１２と、二硫化タングステン（ＷＳ２）粒子１１３とを分散させることを基本とするが、これに凝集塊１１５が含まれていることが判明した。
【０００８】
この凝集塊１１５は、機械的特性の向上を目的に添加されるフィラーの分散が不十分であるため、母材である金属系結合材Ｍｂの粗大な結晶中にフィラーであるコバルト粒子１１１と二硫化タングステン粒子１１３とが凝集したことにより生成される。このような凝集塊１１５は、周囲に較べて脆弱である。
【０００９】
図１０は図９の作用説明図であり、メタルボンド砥石１１０で暫く研削を行ったところ、凝集塊１１５が表面から脱落して、ポケット１１６ができていた。このため保持力が低下して砥粒の脱落が進行することによる研削量の低下、および、凝集塊脱落の進行による摩耗の急増が発生するので、従来のメタルボンド砥石１１０は寿命が短いという問題があることが分かった。
【先行技術文献】
【特許文献】
【００１０】
【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】
【００１１】
本発明は、高寿命のメタルボンド砥石を製造することができる製造技術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】
【００１２】
請求項１に係る発明は、研削材としての砥粒と、砥石の性能を向上させるコバルト及びセラミックスと、結合材とからなるメタルボンド砥石の製造方法であって、
ホットプレスにより前記砥粒、コバルト、セラミックス及び結合材からなる素材にプレス圧を付与しながら、前記素材を圧縮不活性ガス雰囲気中で、焼成処理することで焼成品を得る加熱処理工程と、
加熱を停止し、前記圧縮不活性ガスの圧力を維持しつつ前記焼成品を冷却することで砥石を得る冷却処理工程と、からなることを特徴とする。
【００１３】
請求項２に係る発明では、圧縮不活性ガスの圧力は、ゲージ圧力で０．９２〜０．９８ＭＰａであることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１４】
請求項１に係る発明では、焼成品を圧縮不活性ガス中で冷却するようにした。不活性ガスは圧縮されると密度が大きくなりガス分子同士の衝突頻度が増すので、伝熱性が高まる。すなわち、圧縮不活性ガスは、焼成品の保有熱を、水冷ジャケットへ効率よく伝達する、熱キャリアの役割を果たす。高い降温速度で冷却すると、脆弱な凝集塊の発生を抑制することができる。結果、砥石の寿命を延ばすことができる。焼成品を圧縮不活性ガス中で冷却すると、１０℃／分以上の冷却速度が得られる。装置によっては２０℃／分以上の冷却速度が得られる。冷却速度が１０℃／分以上、好ましくは２０℃／分以上であれば、凝集塊の発生を抑えることができる。
【００１５】
請求項２に係る発明では、圧縮不活性ガスの圧力を、ゲージ圧力で０．９２〜０．９８ＭＰａにした。０．９８ＭＰａを超えると高圧容器関連法令により、ホットプレスの耐圧性が強く求められ、ホットプレスが高価になる。この点、０．９８ＭＰａに留めることにより、ホットプレスの価格を抑えつつ、高い降温速度が得られる。また、０．９２ＭＰａ以上であれば、高い降温速度が得られる。
【図面の簡単な説明】
【００１６】
【図１】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】降温速度と研削比の相関図である。
【図４】研削前における実験０２の砥石の断面模式図である。
【図５】研削前における実験０３の砥石の断面模式図である。
【図６】好適な降温速度の範囲を説明する図である。
【図７】炉内圧力の好適範囲を示す図である。
【図８】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。
【図９】従来の砥石の断面を拡大した模式図である。
【図１０】使用後の砥石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、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（耐加圧型ホットプレス）である。
断熱室１７は、耐久性に富み、断熱性能が高いセラミックファイバー製成形体からなる。
【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６９μｍ）：１０体積％
コバルト：４０体積％
セラミックス：２０体積％
結合材：３０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】
また、炉内が２０Ｐａ（ａ）もの高真空の場合は、５℃／分であった。
【００２９】
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。
【００３０】
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。高真空の場合は、上述したように降温速度が半分以下になる。
【００３１】
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こと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ができる。
【００３２】
次に、降温速度と砥石の性能との相関を調べる。
図１で説明したホットプレス１０で、炉内圧力を０．５ＭＰａ（Ｇ）に設定する。この設定で得られる１５℃／分の降温速度で、砥石を製造した。得られた砥石に係る実験番号を実験０１と呼ぶことにする。
【００３３】
同様に、ホットプレス１０で、炉内圧力を２０Ｐａ（ａ）に設定する。この設定で得られる５℃／分の降温速度で、砥石を製造した。得られた砥石に係る実験番号を実験０２と呼ぶことにする。
【００３４】
得られた砥石（粗砥石）を用いて、粗研削を行って、研削比を調べた。結果を表１に示す。なお、研削比の定義は次の通りである。
【００３５】
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。
【００３６】
【表１】
【００３７】
実験０２より実験０１の方が、大きな研削比を得ることができた。すなわち、砥石の研削比は降温速度に比例して増加することが期待できる。
そこで、より大きな降温速度で砥石を製造し、研削比を調べることにする。
【００３８】
図１の設備では、降温速度の上限が２０℃／分に留まる。降温速度を更に高めるために、図１中の断熱室１７を、セラミックファイバー製成形体より断熱性能が小さなセラミックスファイバー製フェルトに交換した。結果、３０℃／分もの大きな降温速度を得ることができた。３０℃／分の降温速度で、砥石を製造した。得られた砥石に係る実験番号を実験０３と呼び、研削比を調べた。結果を表２に示す。
【００３９】
【表２】
【００４０】
図３で、降温速度と研削比の相関を示す。降温速度が１５℃／分以上になると、研削比が飛躍的に増大することが確認できた。
【００４１】
研削比が大きく異なっているため、実験０２の砥石と実験０３の砥石とを、顕微鏡で観察した。断面の様子を模式図で説明する。
図４は研削前における実験０２の砥石の断面模式図であり、実験０２の砥石４０は、砥粒４１と、コバルト粒子４２と、セラミックス粒子４３と、これらを結合する金属系結合材４４とを基本要素とするが、これに凝集塊４５が含まれていた。
【００４２】
この凝集塊４５は、従来の技術の項で説明したように、機械的特性の向上を目的に添加されるフィラーの分散が不十分であるため、母材である金属系結合材の粗大な結晶中にフィラーであるコバルト粒子４２とセラミックス粒子４３とが凝集したことにより生成される。このような凝集塊４５は、周囲に較べて脆弱である。
【００４３】
研削作業を行うと、脆弱な凝集塊４５が脱落する。すると、砥粒４１に対する支持力が減少し、砥粒４１が砥石４０から脱落する。摩耗体積が増加し、研削体積が減少するため、（研削体積／摩耗体積）で示される研削比が小さくなり、表１に示されように、研削比が４８００に留まった。
【００４４】
図５は研削前における実験０３の砥石の断面模式図であり、実験０３の砥石５０は、砥粒５１と、コバルト粒子５２と、セラミックス粒子５３と、これらを結合する金属系結合材５４とからなり、凝集塊は認められなかった。
【００４５】
研削作業を実行すると、砥粒５１の脱落は少なく、良好な研削が行えた。結果、研削比が飛躍的に大きくなり、表２に示されように、研削比が１４０００になった。
【００４６】
表１と表２とに基づいて、炉内圧力と研削比との相関をグラフ化した。
図６に示すように、研削比は、降温速度が５〜１５℃／分の範囲では、それ程の増大は期待できない。一方、降温速度が１５〜３０℃／分の範囲では、降温速度に比例した大きな研削比が得られる。
したがって、研削比の面から、降温速度は１５℃／分以上が好ましく、且つ大きいほど良い。
【００４７】
また、表２の備考欄に記載したように、断熱性能を下げたため、加熱に要する電気代が嵩む。また、セラミックスファイバー製フェルトは、セラミックスファイバー製成形体より耐久性に乏しいため、断熱室１７の交換費用が嵩む。
したがって、実験０３を実施するには、運転費が嵩み、実施が困難となる。すなわち、運転費の上昇を抑えることから降温速度は２０℃／分以下であることが望まれる。
【００４８】
図２でプロットした黒丸の最大値は、０．９２ＭＰａ（Ｇ）であった。また、図３での真空加圧型は、１０気圧（０．９８ＭＰ（Ｇ））まで炉内圧力を高めることができる。
したがって、図７に示すように、０．９２〜０．９８ＭＰａ（Ｇ）の炉内圧力が好適範囲として推奨される。
【産業上の利用可能性】
【００４９】
本発明は、ホーニング粗加工に用いるメタルボンド砥石に好適である。
【符号の説明】
【００５０】
５０…メタルボンド砥石、５１…砥粒、５２…コバルト粒子、５３…セラミックス粒子、５４…結合材（金属系結合材）。
【特許請求の範囲】
【請求項１】
研削材としての砥粒と、砥石の性能を向上させるコバルト及びセラミックスと、結合材とからなるメタルボンド砥石の製造方法であって、
ホットプレスにより前記砥粒、コバルト、セラミックス及び結合材からなる素材にプレス圧を付与しながら、前記素材を圧縮不活性ガス雰囲気中で、焼成処理することで焼成品を得る加熱処理工程と、
加熱を停止し、前記圧縮不活性ガスの圧力を維持しつつ前記焼成品を冷却することで砥石を得る冷却処理工程と、
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。
【請求項２】
前記圧縮不活性ガスの圧力は、ゲージ圧力で０．９２〜０．９８ＭＰａであることを特徴とする請求項１記載のメタルボンド砥石の製造方法。
【請求項１】
研削材としての砥粒と、砥石の性能を向上させるコバルト及びセラミックスと、結合材とからなるメタルボンド砥石の製造方法であって、
ホットプレスにより前記砥粒、コバルト、セラミックス及び結合材からなる素材にプレス圧を付与しながら、前記素材を圧縮不活性ガス雰囲気中で、焼成処理することで焼成品を得る加熱処理工程と、
加熱を停止し、前記圧縮不活性ガスの圧力を維持しつつ前記焼成品を冷却することで砥石を得る冷却処理工程と、
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。
【請求項２】
前記圧縮不活性ガスの圧力は、ゲージ圧力で０．９２〜０．９８ＭＰａであることを特徴とする請求項１記載のメタルボンド砥石の製造方法。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【公開番号】特開２０１２−７６１８５（Ｐ２０１２−７６１８５Ａ）
【公開日】平成２４年４月１９日（２０１２．４．１９）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２０１０−２２４０８３（Ｐ２０１０−２２４０８３）
【出願日】平成２２年１０月１日（２０１０．１０．１）
【出願人】（０００００５３２６）本田技研工業株式会社 (23,863)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２４年４月１９日（２０１２．４．１９）
【国際特許分類】
【出願日】平成２２年１０月１日（２０１０．１０．１）
【出願人】（０００００５３２６）本田技研工業株式会社 (23,863)
【Ｆターム（参考）】
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