JP2009241407A - 型アセンブリ - Google Patents

Abstract

【課題】焼結および／または成形用の型アセンブリを改善する。
【解決手段】型アセンブリは、筒状内面を有する胴型（４）と、この胴型の筒状内面内でプリフォーム（３）を押圧するための一対のコア型（１、２）とを含み、一対のコア型の少なくとも一方は胴型の筒状内面にガイドされて摺動可能であり、胴型の筒状内面の粗さにおける最大高さＲｙ₁が１０μｍ≧Ｒｙ₁≧１μｍの範囲内にあって、コア型の摺動面の粗さにおける最大高さＲｙ₂も１０μｍ≧Ｒｙ₂≧１μｍの範囲内にあることを特徴としている。
【選択図】図１

Description

本発明は、プリフォームを成形および／または焼結するための型アセンブリの改善に関する。

特許文献１の特開２００４−０９０３２６号公報は、ガラスや樹脂などの材料からなる成形品を作製する際に用いられる型アセンブリの一例を開示している。

図３は、特許文献１に開示された型アセンブリを示す模式的断面図である。この型アセンブリ１０においては、円筒状内面を有する胴型１３が型台３１上に載置されている。胴型１３は、透明な石英ガラスで形成されている。そして、胴型１３の外周は、熱源としてのリング状のハロゲンランプ（図示せず）によって囲まれている。

胴型１３の円筒状内面内には、下側コア型１１と上側コア型１２が挿入される。これら一対のコア型１１、１２は、不透明な超硬合金またはセラミックで形成されている。下側コア型１１の押圧面Ｓ１と上側コア型１２の押圧面Ｓ２との間には、例えばガラスのプリフォーム１５が配置される。この状態で、ハロゲンランプからの光照射を行なうとともに、図３中の矢印Ａで示されているように、上側コア型１２が下側コア型１１に向けて押圧される。

この場合、ハロゲンランプから放射された赤外光と可視光は、石英ガラスの胴型１３を透過して、超硬合金またはセラミックの下側コア型１１および上側コア型１２で吸収されて熱を生じる。その結果、一対のコア型１１、１２の押圧面Ｓ１、Ｓ２に挟まれたプリフォーム１５が加熱される。そして、矢印Ａで示されているように上側コア型１２を下側コア型１１に向けて押圧することによって、加熱されたプリフォーム１５が押圧面Ｓ１、Ｓ２による例えば凸レンズ状の形状に成形される。

特許文献１においては、図３に示されているような型アセンブリを利用することによって、胴型１３の加熱を介することなくコア型１１、１２およびプリフォーム１５の直接的な急速加熱が可能になって、成形サイクルを短くし得る旨が述べられている。
特開２００４−０９０３２６号公報

図３に示されているような型アセンブリに関して、本発明者達が詳細に検討した結果、以下のような幾つかの問題点のあることが見出された。

例えば、上述のようなあまりに局所的かつ急激な加熱によって、プリフォーム１５において温度の不均一性を生じやすい傾向になる。このような温度の不均一性は、プリフォーム１５から得られた成形品における不均一性の原因となり得る。

また、石英ガラスの胴型１３の光透過率を向上させてコア型１１、１２およびプリフォーム１５の加熱の効率を高めるためには、胴型１３の円筒状内面を鏡面状態に仕上げる必要がある。高い寸法精度を保ちつつ、このような鏡面仕上げをするためには、ホーニング加工が考えられる。しかし、ホーニング加工は、型アセンブリの製造コストを高めることになる。

さらに、胴型１３の円筒状内面とコア型１１、１２の外周面とが鏡面状態で接触していれば、一対の押圧面Ｓ１、Ｓ２で挟まれた領域内のエア抜きが不十分になりやすい傾向になる。このエア抜きが不十分であれば、粉体のプリフォームを焼結成形するときに均一で高密度の成形品を得ることが困難になる。

他方、一対の押圧面Ｓ１、Ｓ２で挟まれた領域内のエア抜きを十分にするように胴型１３に穴をあけることが考えられる。しかし、そのような穴は応力集中箇所になり得て、この応力集中によって石英ガラスの胴型１３が破損することも考えられる。

図３に示されているような型アセンブリに関して本発明者達が見出した上述のような種々の問題に鑑み、本発明は型アセンブリを改善することを目的としている。

本発明による型アセンブリは、筒状内面を有する胴型と、この胴型の筒状内面内でプリフォームを押圧するための一対のコア型とを含み、一対のコア型の少なくとも一方は胴型の筒状内面にガイドされて摺動可能であり、胴型の筒状内面の粗さにおける最大高さＲｙ₁が１０μｍ≧Ｒｙ₁≧１μｍの範囲内にあって、コア型の摺動面の粗さにおける最大高さＲｙ₂も１０μｍ≧Ｒｙ₂≧１μｍの範囲内にあることを特徴としている。

なお、胴型が径Ｄ₁（ｍｍ）の円筒状内面を有しかつコア型が径Ｄ₂（ｍｍ）の円柱状外周面を有し、プリフォームを押圧する温度Ｔ（℃）において胴型とコア型との熱膨張率がそれぞれα₁（／℃）とα₂（／℃）であって、押圧温度Ｔと室温（℃）との差がΔＴであるとした場合に、α₁＜α₂および０．０３０≧（α₁Ｄ₁−α₂Ｄ₂）ΔＴ＋（Ｄ₁−Ｄ₂）≧０．００５の関係を満たすことが好ましい。

型アセンブリは、胴型の筒状内面内でプリフォームの周縁を包囲するための枠型をさらに含み得る。この際に、胴型が径Ｄ₁（ｍｍ）の円筒状内面を有しかつ枠型が径Ｄ₃（ｍｍ）の円柱状外周面を有し、プリフォームを押圧する温度Ｔ（℃）において胴型と枠型との熱膨張率がそれぞれα₁（／℃）とα₃（／℃）であって、押圧温度Ｔと室温（℃）との差がΔＴであるとした場合に、α₁＜α₃および０．１５０≧（α₁Ｄ₁−α₃Ｄ₃）ΔＴ＋（Ｄ₁−Ｄ₃）≧０．０１５の関係を満たすことが好ましい。

胴型は、主として熱膨張係数３．０×１０^-6以下の材料で形成されていることが好ましい。このような胴型は、例えば主として石英ガラスで形成され得る。コア型の外周面は、少なくとも胴型の筒状内面内で摺動する領域において炭素材料で形成されていることも好ましい。

コア型の摺動面は、グラファイト、ガラス状カーボン、ＤＬＣ、およびダイヤモンドのいずれかによって形成されてもよい。枠型は、主として曲げ強度３００ＭＰａ以上のセラミックスで形成されていることが好ましい。このような枠型は、主として炭化ケイ素、窒化ケイ素、アルミナ、Ｂ₄Ｃ、およびジルコニアのいずれかで形成され得る。

胴型の外周は、波長５μｍ以下の光を透過しない材料で形成されたスリーブで覆われていてもよい。このスリーブは、主として熱伝導率１００Ｗ／ｍ・Ｋ以上の材料で形成することができる。

コア型の摺動面と押圧面とで形成されるエッジ部は、０．２ｍｍ以上のＲ面取りまたはＣ面取りがなされていることが好ましい。

上述のような型アセンブリを用いることによって、良好な品質の成形品を製造する方法が得られる。

本発明の型アセンブリによれば、胴型の筒状内面の粗さとコア型の摺動面の粗さとを敢えて所定範囲内で大きくすることによって、成形領域内からのエア抜きを促進させることができるとともに、光を散乱させて均一加熱を促すことができ、高品質の成形品を製造することが可能となる。

図１と図２は、本発明の一実施形態における型アセンブリによる成形を図解する模式的断面図である。この型アセンブリは、筒状内面を有する胴型４を含むとともに、この胴型の筒状内面内でプリフォーム３を押圧するための上側コア型１および下側コア型２とを含んでいる。胴型４の筒状内面の断面は、目的に応じて円状、多角形状、または他の任意の形状であり得る。一対のコア型１、２の少なくとも一方は胴型４の筒状内面にガイドされて摺動可能である。プリフォーム３の周囲には枠型６が配置されてもよい。また、胴型４の外周は、加熱光を透過しない材料で形成されたスリーブ５で覆われていてもよい。

なお、胴型４の外周は、熱源としての例えばリング状ハロゲンランプ（図示せず）によって囲まれている。

図１に示されているようなプリフォーム３が成形温度Ｔ℃において一対のコア型１、２の間で押圧されることによって、図２に示されているような成形品３ａが得られる。例えば、ＺｎＳ（硫化亜鉛）の粉体のプリフォーム３を焼結成形することによって、凸レンズ状の遠赤外線用光学素子の成形品３ａが得られる。

前述のように、特許文献１に開示された型アセンブリに関する本発明者達の検討によって見出されたように、図３における胴型１３の円筒状内面とコア型１１、１２の外周面とが鏡面状態で接触していれば、一対の押圧面Ｓ１、Ｓ２で挟まれた成形領域内のエア抜きが不十分になりやすい傾向になる。そして、このエア抜きが不十分であれば、粉体のプリフォームを焼結成形するときに均一で高密度の成形品を得ることが困難になる。

本発明者達が見出したこのような新たな知見に鑑み、本発明者達は、図１および図２における胴型４の筒状内面とコア型１、２の外周面とを鏡面仕上げするのではなくて、むしろ敢えて所定の粗さで形成することに着想した。

本発明者達のこのような新たな着想に基づき、以下においては、図１と図２に図解されているような型アセンブリを用いて成形品を作製した本発明の種々の実施例がより具体的に説明される。

＜実施例１＞
本発明の実施例１において、胴型４は５．０×１０^-7／℃の熱膨張率を有する石英ガラスで形成された。この胴型４には、内径１９．９９５ｍｍの円筒状内面が形成された。また、胴型４の外周は、約１１０Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有するグラファイトのスリーブ５によって覆われた。

一対のコア型１、２は、２．８×１０^-6／℃の熱膨張率を有するガラス状カーボンによって形成された。これらのコア型１、２の円柱状外周面は、１９．９４４ｍｍの外径を有していた。

一対のコア型１、２の間には、ＺｎＳの粉体プリフォーム３が配置された。そして、このプリフォーム３の周囲には枠型６が配置された。この枠型６はＳｉ₃Ｎ₄で形成され、３．５×１０^-6／℃の熱膨張率、７００ＭＰａの曲げ強度、および１９．９１５ｍｍの外径を有していた。

一対のコア型１、２の間に配置されたＺｎＳの粉体プリフォーム３は、１０００℃の温度において５０ＭＰａの圧力で押圧されて焼結成形された。

本実施例１において、以下の実験１ａ〜１ｅが行なわれた。これらの実験１ａ〜１ｅにおいて、胴型４の内周面の粗さと一対のコア型１、２の外周面の粗さとが種々に変更された。すなわち、実験１ａ〜１ｅにおいては、胴型４の内周面の粗さおよびコア型１、２の外周面の粗さと得られる成形品の品質特性との関係が検討された。これらの実験の結果が表１にまとめられて示されている。なお、実験１ａ〜１ｅの各々において、１００個のサンプルが成形されて調べられた。

表１において、胴型４の内周面の粗さＺｙ₁（μｍ）とコア型１、２の外周面の粗さＺｙ₂（μｍ）とは、最大高さ（ＪＩＳ Ｂ０６０１−１９９４）で表されている。

偏心精度としては、両側が凸面であるＺｎＳレンズ（遠赤外線用レンズ）を成形し、対向する凸面の中心軸のずれ（上側コア型１と下側コア型２との中心軸ずれに対応）が測定された。表１においては、この中心軸ずれが３０μｍ以下の場合に、評価基準を満たしているものとして○印が付されている。そして、中心軸ずれが３０μｍより大きい場合に、評価基準を満たしていないものとして×印が付されている。なお、偏心精度の測定には、三鷹光器製の非接触三次元測定装置（ＮＨ−３ＳＰ）が用いられた。

成形品の密度の測定においては、径２０ｍｍで厚さ５ｍｍの円状平板を成形した。この円状平板において、中心部の径１０ｍｍで厚さ５ｍｍの領域がＺｎＳの密度４．１ｇ／ｃｍ³に対する９９．０％以上の相対密度を有する場合に、評価基準を満たしているものとして表１において○印が付されている。そして、その相対密度が９９．０％未満の場合に、評価基準を満たしていないものとして×印が付されている。なお、密度の測定に関しては、成形品から切り出された測定部位の切断片の密度がアルキメデス法にて測定された。

成形品の密度の測定に伴って、密度変動の評価も行なわれた。この密度変動の評価においては、上述の円状平板成形品の中心部とそれ以外の周辺部との密度差が評価された。そして、中心部の相対密度に対する周辺部の相対密度の差が０．５％未満の場合に、プリフォームが均熱化されて全体が均一に焼結されており、評価基準を満たしているとして○印が付されている。他方、その密度差が０．５％以上の場合には、評価基準を満たしていないとして×印を付することとした。なお、一般に、中心部に比べて周辺部において相対密度が低下する傾向にある。

表１の結果から分かるように、実験１ｅにおいては偏心精度が評価基準を満たしていない。この理由としては、実験１ｅにおいて胴型４の内周面の粗さＺｙ₁とコア型１、２の外周面の粗さＺｙ₂とのいずれもが１０μｍより大きくなっているので、コア型１、２の軸安定性が低下した結果であると考えられる。

また、表１の結果から分かるように、実験１ｄにおいては成形品密度と成形品密度変動とが評価基準を満たしていない。この理由としては、実験１ｄにおいて胴型４の内周面の粗さＺｙ₁とコア型１、２の外周面の粗さＺｙ₂とのいずれもが１μｍ未満に小さくなっているので、胴型４の内周面とコア型１、２の外周面との間の微細な空隙を介するエア抜きが不十分になった結果であると考えられる。

＜実施例２＞
本発明の実施例２においても、実施例１の場合に類似した実験２ａ〜２ｅが行なわれた。すなわち、実験２ａ〜２ｅにおいも、胴型４の内周面の粗さと一対のコア型１、２の外周面の粗さとが種々に変更された。ただし、実施例１に比べて、本実施例２においては、図１および図２に示された型アセンブリの構成部材が変更された。

具体的には、胴型４は、２．８×１０^-6／℃の熱膨張率を有するガラス状カーボンで形成された。この胴型４には、内径１９．９４９ｍｍの円筒状内面が形成された。また、胴型４の外周は、約１７０Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有するＡｌＮのスリーブ５によって覆われた。

一対のコア型１、２は、４．４×１０^-6／℃の熱膨張率を有するＳｉＣによって形成された。ただし、これらのコア型の摺動面は、ＤＬＣ（ダイヤモンド状カーボン）膜でコーティングされていた。そして、コア型の円柱状外周面は、１９．９１２ｍｍの外径を有していた。

枠型６はＳｉＣで形成され、４．４×１０^-6／℃の熱膨張率、５３０ＭＰａの曲げ強度、および１９．８９７ｍｍの外径を有していた。

以上のように構成された型アセンブリを用いて、実施例１の場合と同様に成形が行なわれた本実施例２における実験２ａ〜２ｅの結果が、表２にまとめて示されている。

表２に示されているように、実験２ｅにおいては偏心精度が評価基準を満たしていない。この理由も、実験２ｅにおいて胴型４の内周面の粗さＺｙ₁とコア型１、２の外周面の粗さＺｙ₂とのいずれもが１０μｍより大きくなっているので、コア型１、２の軸安定性が低下した結果であると考えられる。

また、表２の結果から分かるように、実験２ｄにおいては成形品密度と成形品密度変動とが評価基準を満たしていない。この理由としても、実験２ｄにおいて胴型４の内周面の粗さＺｙ₁とコア型１、２の外周面の粗さＺｙ₂とのいずれもが１μｍ未満に小さくなっているので、胴型４の内周面とコア型１、２の外周面との間の微細な空隙を介するエア抜きが不十分になった結果であると考えられる。

＜実施例３＞
本発明の実施例３においては、実験３ａ〜３ｃが行なわれ、これらの実験においてそれぞれの型アセンブリの構成部材が変更された
（実験３ａ）
実験３ａにおいて、胴型４は、１．４×１０^-6／℃の熱膨張率を有する山陽セラテック社製のアドセラム（太平洋セメント社の登録商標）−ＣＳタイプＤ３で形成された。なお、アドセラムは、リチュウム・アルミニウムケイ酸塩（ＬｉＡｌＳｉ₂Ｏ₆）とケイ灰石（ＣａＯ・ＳｉＯ₂）との複合セラミックである。この胴型４には、内径１９．９７７ｍｍの円筒状内面が形成された。また、胴型４の内周面の粗さＺｙ₁は３．９μｍであった。さらに、胴型４の外周は、約１３０Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有するＳｉＣのスリーブ５によって覆われた。

一対のコア型１、２は、５．０×１０^-6／℃の熱膨張率を有する超硬合金によって形成された。ただし、これらのコア型の外周摺動面は、ダイヤモンドで形成され、その粗さＺｙ₂は２．６μｍであった。そして、コア型の円柱状外周面は、１９．９０１ｍｍの外径を有していた。

枠型６はＢ₄Ｃで形成され、４．５×１０^-6／℃の熱膨張率、４００ＭＰａの曲げ強度、および１９．８９５ｍｍの外径を有していた。

以上のように構成された型アセンブリを用いて、実施例１の場合と同様に成形が行なわれた本実験３ａにおいては、偏心精度、成形品密度、および成形品密度変動の全ての評価項目に関して基準を満たす○印が得られた。

（実験３ｂ）
実験３ｂにおいて、胴型４は、５．０×１０^-7／℃の熱膨張率を有する石英ガラスで形成された。この胴型４には、内径２０．０１０ｍｍの円筒状内面が形成された。また、胴型４の内周面の粗さＺｙ₁は４．２μｍであった。さらに、胴型４の外周は、約１００Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有するグラファイトのスリーブ５によって覆われた。

一対のコア型１、２は、５．５×１０^-6／℃の熱膨張率を有するグラファイトによって形成された。このコア型において、その外周摺動面の粗さＺｙ₂は９．３μｍであった。そして、コア型の円柱状外周面は、１９．８９１ｍｍの外径を有していた。枠型６はＡｌ₂Ｏ₃で形成され、１９．７６６ｍｍの外径を有していた。

以上のように構成された型アセンブリを用いて、実施例１の場合と同様に成形が行なわれた本実験３ｂにおいても、偏心精度、成形品密度、および成形品密度変動の全ての評価項目に関して基準を満たす○印が得られた。

（実験３ｃ）
実験３ｃにおいて、胴型４は、５．０×１０^-7／℃の熱膨張率を有するガラス状カーボンで形成された。この胴型４には、内径１９．９７４ｍｍの円筒状内面が形成された。また、胴型４の内周面の粗さＺｙ₁は５．１μｍであった。さらに、胴型４の外周は、約１２５Ｗ／ｍ・Ｋの熱伝導率を有するＳｉＣのスリーブ５によって覆われた。

一対のコア型１、２は、５．０×１０^-6／℃の熱膨張率を有する超硬合金によって形成された。ただし、これらのコア型の外周摺動面は、ＤＬＣ膜でコーティングされ、その粗さＺｙ₂は２．３μｍであった。そして、コア型の円柱状外周面は、１９．９０１ｍｍの外径を有していた。枠型６はジルコニアで形成され、１９．６６４ｍｍの外径を有していた。

以上のように構成された型アセンブリを用いて、実施例１の場合と同様に成形が行なわれた本実験３ｃにおいても、偏心精度、成形品密度、および成形品密度変動の全ての評価項目に関して基準を満たす○印が得られた。

＜実施例のまとめ＞
以上の種々の実験１ａ〜１ｅ、２ａ〜２ｅ、および３ａ〜３ｃから明らかなように、一対のコア型１、２の相互の軸ずれに関する偏心精度の評価基準を満たすためには、胴型４の内周面の粗さＺｙ₁とコア型１、２の外周面の粗さＺｙ₂とのいずれもが１０μｍ以下でなければならないことが理解されよう。なお、胴型は、主として熱膨張係数３．０×１０^-6以下の材料で形成されていることが望まれる。なぜならば、胴型の熱膨張係数大きければ、成形温度Ｔ℃において、コア型の外周面と胴型の内周面とのクリアランスが大きくなって偏心精度が低下する傾向になるからである。

他方、成形品密度に関する評価基準を満たすためには、胴型４の内周面の粗さＺｙ₁とコア型１、２の外周面の粗さＺｙ₂とのいずれもが１μｍ以上でなければならないことが理解されよう。すなわち、この条件を満たすことによって、一対のコア型１、２の外周面と胴型４の内周面との間には径寸法の差による隙間以外に面粗さに起因する隙間も発生し、胴型４にエア抜き穴を設けずとも、焼結成形時のエア抜き効果を改善することができる。

ところで、一対のコア型１、２と胴型４との間の熱膨張差を利用することによって、成形温度Ｔ℃における偏心精度を高く維持することができる。しかし、成形温度Ｔ℃において、熱膨張によってコア型１、２の外周径が胴型４の内周径より大きくなれば焼き嵌め状態となり、コア型の摺動性が著しく低下する。従って、成形温度Ｔ℃においても、コア型１、２の外周面と胴型４の内周面との間に５μｍ以上のクリアランスを維持することが望まれる。

このような熱膨張の影響を考慮すれば、胴型が径Ｄ₁（ｍｍ）の円筒状内面を有しかつコア型が径Ｄ₂（ｍｍ）の円柱状外周面を有し、プリフォームを押圧する温度Ｔ（℃）において胴型とコア型との熱膨張率がそれぞれα₁（／℃）とα₂（／℃）であって、押圧温度Ｔと室温（℃）との差がΔＴであるとした場合に、α₁＜α₂および０．０３０≧（α₁Ｄ₁−α₂Ｄ₂）ΔＴ＋（Ｄ₁−Ｄ₂）≧０．００５の関係を満たすことが望まれる。

また、枠型６の外周面と胴型４の内周面との間においても、同様にクリアランスが必要である。ここで、枠型はプリフォーム３の位置決めに用いられ、高強度（曲げ強度）材料で形成される。したがって、枠型６と胴型４との間で焼き嵌め状態が生じれば胴型の耐久性に顕著な悪影響を及ぼすので、枠型６の外周面と胴型４の内周面との間には比較的大きな１５μｍ以上のクリアランスが望まれる。

すなわち、胴型が径Ｄ₁（ｍｍ）の円筒状内面を有しかつ枠型が径Ｄ₃（ｍｍ）の円柱状外周面を有し、プリフォームを押圧する温度Ｔ（℃）において胴型と枠型との熱膨張率がそれぞれα₁（／℃）とα₃（／℃）であって、押圧温度Ｔと室温（℃）との差がΔＴであるとした場合に、α₁＜α₃および０．１５０≧（α₁Ｄ₁−α₃Ｄ₃）ΔＴ＋（Ｄ₁−Ｄ₃）≧０．０１５の関係を満たすことが望まれる。

また、枠型６には成形圧力が側圧として負荷されるので、その曲げ強度が重要であって、３００ＭＰａ以上の曲げ強度を有することが望まれる。上述の種々の実験で用いられた枠型６はいずれもがこの強度を有し得るものである。また、光を直接透過しない枠型は、プリフォームの均熱性を高めるようにも作用し得る。また、この均熱性の改善の観点から、枠型６は１００Ｗ／ｍ・Ｋ以上の熱伝導率を有することが好ましい。

なお、上述のいずれの実験においても、コア型１、２の摺動面と押圧面とで形成されるエッジ部は、０．２ｍｍ以上のＲ面取りまたはＣ面取りがなされていた。これらの面取りは、コア型１、２と胴型４の内周面との間のカジリやカミコミを防止するためである。

以上のように、本発明の型アセンブリによれば、胴型の筒状内面の粗さとコア型の摺動面の粗さとを敢えて所定範囲内で大きくすることによって、成形領域内からのエア抜きを促進させるとともに、光を散乱させて均一加熱を促すことができ、高品質の成形品を製造することが可能となる。

本発明の一実施形態による型アセンブリを図解する模式的断面図である。 図１の型アセンブリによってプリフォームを成形した状態を示す模式的断面図である。 特許文献１に開示された型アセンブリを図解する模式的断面図である。

符号の説明

１ 上側コア型、２ 下側コア型、３ プリフォーム、３ａ 成形品、４ 胴型、５ スリーブ、６ 枠型、１０ 先行技術による型アセンブリ、１１ 下側コア型、１２ 上側コア型、１３ 胴型、１５ プリフォーム、３１ 型台、Ａ 押圧方向、Ｓ１ 下側コア型の押圧面、Ｓ２ 上側コア型の押圧面。

Claims (14)

1. 筒状内面を有する胴型と、
   前記胴型の筒状内面内でプリフォームを押圧するための一対のコア型とを含み、
   前記一対のコア型の少なくとも一方は前記胴型の筒状内面にガイドされて摺動可能であり、
   前記胴型の筒状内面の粗さにおける最大高さＲｙ₁が１０μｍ≧Ｒｙ₁≧１μｍの範囲内にあって、
   前記コア型の摺動面の粗さにおける最大高さＲｙ₂も１０μｍ≧Ｒｙ₂≧１μｍの範囲内にあることを特徴とする型アセンブリ。
2. 前記胴型が径Ｄ₁（ｍｍ）の円筒状内面を有し、かつ前記コア型が径Ｄ₂（ｍｍ）の円柱状外周面を有し、
   前記プリフォームを押圧する温度Ｔ（℃）において、前記胴型と前記コア型との熱膨張率がそれぞれα₁（／℃）とα₂（／℃）であって、
   前記押圧温度Ｔと室温（℃）との差がΔＴであるとした場合に、
   α₁＜α₂および０．０３０≧（α₁Ｄ₁−α₂Ｄ₂）ΔＴ＋（Ｄ₁−Ｄ₂）≧０．００５の関係を満たすことを特徴とする請求項１に記載の型アセンブリ。
3. 前記胴型の筒状内面内で前記プリフォームの周縁を包囲するための枠型をさらに含むことを特徴とする請求項１または２に記載の型アセンブリ。
4. 前記胴型が径Ｄ₁（ｍｍ）の円筒状内面を有し、かつ前記枠型が径Ｄ₃（ｍｍ）の円柱状外周面を有し、
   前記プリフォームを押圧する温度Ｔ（℃）において、前記胴型と前記枠型との熱膨張率がそれぞれα₁（／℃）とα₃（／℃）であって、
   前記押圧温度Ｔと室温（℃）との差がΔＴであるとした場合に、
   α₁＜α₃および０．１５０≧（α₁Ｄ₁−α₃Ｄ₃）ΔＴ＋（Ｄ₁−Ｄ₃）≧０．０１５の関係を満たすことを特徴とする請求項３に記載の型アセンブリ。
5. 前記胴型は、主として熱膨張係数３．０×１０^-6以下の材料で形成されていることを特徴とする請求項１から４のいずれかに記載の型アセンブリ。
6. 前記胴型は、主として石英ガラスで形成されていることを特徴とする請求項５に記載の型アセンブリ。
7. 前記コア型の外周面は、少なくとも前記胴型の筒状内面内で摺動する領域において炭素材料で形成されていることを特徴とする請求項１から６のいずれかに記載の型アセンブリ。
8. 前記コア型の摺動面は、グラファイト、ガラス状カーボン、ＤＬＣ、およびダイヤモンドのいずれかによって形成されていることを特徴とする請求項１から７のいずれかに記載の型アセンブリ。
9. 前記枠型は、主として曲げ強度３００ＭＰａ以上のセラミックスで形成されていることを特徴とする請求項３または４に記載の型アセンブリ。
10. 前記枠型は、主として炭化ケイ素、窒化ケイ素、アルミナ、Ｂ₄Ｃ、およびジルコニアのいずれかで形成されていることを特徴とする請求項９に記載の型アセンブリ。
11. 前記胴型の外周は、波長５μｍ以下の光を透過しない材料で形成されたスリーブで覆われていることを特徴とする請求項１から１０のいずれかに記載の型アセンブリ。
12. 前記スリーブは、主として熱伝導率１００Ｗ／ｍ・Ｋ以上の材料で形成されていることを特徴とする請求項１１に記載の型アセンブリ。
13. 前記コア型の摺動面と押圧面とで形成されるエッジ部は、０．２ｍｍ以上のＲ面取りまたはＣ面取りがなされていることを特徴とする請求項１から１２のいずれかに記載の型アセンブリ。
14. 請求項１から１３のいずれかに記載の型アセンブリを用いて製造することを特徴とする成形品の製造方法。

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