JP2012076167A - メタルボンド砥石 - Google Patents

Abstract

【課題】チップポケットの生成が維持されつつ、研削比を高めることができる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】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フッ素金雲母と、結合材とからなるメタルボンド砥石において、フッ素金雲母の体積％をコバルトの体積％で除した値が、０．１４〜０．２３であることを特徴とする。
【効果】（フッ素金雲母／コバルト）＝０．１４〜０．２３であれば、所定の研削能率及び所定の研削比方が得られ、砥石の寿命を延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。
【選択図】図５

Description

本発明は、ホーニング粗加工に好適なメタルボンド砥石に関する。

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。

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６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。

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（第２頁）参照。）。

特許文献１の請求項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％である請求項１に記載の超砥粒メタルボンド砥石。」の記載がある。

ガラス質粒子２５〜７５体積％は、崩壊してチップポケットを生成する役割を果たす。チップポケットの存在により、切り屑の排出が円滑となり、ホーニング加工が安定して行える。
ところで、ガラス質粒子と金属質粒子の配合比を検討すると、ガラス質粒子／金属質粒子＝（２５体積％／７５体積％）〜（７５体積％／２５体積％）＝０．３３〜３．０となる。

本発明者らの検討によれば、ガラス質粒子／金属質粒子が大きいほど、ガラス質粒子の崩壊、脱落が顕著になり、研削体積／摩耗体積で定義される研削比が極端に小さくなることが判明した。
チップポケットの生成が維持されつつ、研削比を高めることができる砥石が求められる。

特開２００８−２２９７９４公報

本発明は、チップポケットの生成が維持されつつ、研削比を高めることができるメタルボンド砥石を提供することを課題とする。

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フッ素金雲母と、結合材とからなるメタルボンド砥石において、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。
なお、フッ素金雲母の体積％とは、メタルボンド砥石に占めるフッ素金雲母の含有率を体積％で表したものである。同様に、コバルトの体積％とは、メタルボンド砥石に占めるコバルトの含有率を体積％で表したものである。

請求項１に係る発明では、（フッ素金雲母／コバルト）＝０．１４〜０．２３とした。

フッ素金雲母の体積％をコバルトの体積％で除した値が、０．１４を下回るとチップポケットの生成が不足し、切り屑の排出性が低下するため研削能率が小さくなる。研削能率は、（研削体積／研削時間）で定義されるため、所定時間当たりの研削体積が小さくなり、研削工程が延びる。
また、フッ素金雲母の体積％をコバルトの体積％で除した値が、０．２３を超えると、研削比が小さくなる。研削比は、（研削体積／摩耗体積）で定義されるため、砥石の寿命が短くなる。

（フッ素金雲母／コバルト）＝０．１４〜０．２３であれば、所定の研削能率及び所定の研削比が得られ、砥石の寿命を延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。
すなわち、請求項１によれば、チップポケットの生成が維持されつつ、研削比を高めることができるメタルボンド砥石が提供される。

ホットプレスの断面図である。 砥石の断面模式図である。 フッ素金雲母／コバルトと研削比（相対比Ａ）の相関図である。 フッ素金雲母／コバルトと研削能率（相対比Ｂ）の相関図である。 フッ素金雲母／コバルトと（相対比Ａ）×（相対比Ｂ）の相関図である。 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。

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。

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。

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。

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。

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。

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。

（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（粒度１７０）：６．２５体積％
フッ素金雲母：７．７５〜１９．７５体積％
コバルト：５６〜４４体積％
結合材：３０体積％

○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２００ｍｍ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。

○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１５ＭＰａのプレス圧を付与する。

○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。

○加熱停止及び降温速度：
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。

得られた砥石の断面図（模式図）を、図２に示す。
砥石５０は、砥粒５１と、コバルト粒子５２と、フッ素金雲母粒子５３と、これらを結合する金属系結合材５４とからなる。

以上の条件に加えて、フッ素金雲母の体積％とコバルトの体積％を変えながら、実験０１〜０５の砥石を得た。結果を、表１に示す。

すなわち、実験０１では、砥粒６．２５体積％とフッ素金雲母７．７５体積％とコバルト粒子５６体積％と結合材３０体積％からなるメタルボンド砥石（ホーニング粗加工用砥石）を作製した。この砥石を用いて次の条件でホーニング粗加工を実施した。

○ホーニング粗加工条件（実験０１〜０５共通）：
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：１．３ＭＰａ
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
ホーニングヘッドの送り速度：４５．６ｍ／分

以上の条件でホーニング粗加工を施し、研削比と研削能率を求めた。
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。

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ｍｍ^３／ｓｅｃとする。

実験０１での研削比は２４２２５であり、研削能率は７５ｍｍ^３／ｓｅｃであった。
実験０２〜実験０５では、砥粒６．２５体積％と結合材３０体積％とは変えないで、フッ素金雲母の体積％とコバルト粒子の体積％とを変えて、研削比と研削能率を求めた。結果は表１に示す通りである。

表１から明らかなように、フッ素金雲母及びコバルトの体積％を変えると、研削比が著しく変わり、研削能率が穏やかに変わることが分かった。この変化をより分かり易くするために、次のようにデータを処理する。

フッ素金雲母の体積％をコバルトの体積％で除する（割る）ことで、フッ素金雲母／コバルトで表す指標を作る。
実験０１では、フッ素金雲母が７．７５体積％でコバルトが５６体積％であるから、フッ素金雲母／コバルト＝７．７５／５６＝０．１３８の計算により、０．１３８となる。

また、表１において研削比が大きく変わっているため、最小値の５３０７（実験０５での研削比）を１．００とし、他の実験の研削比を相対比（便宜上、相対比Ａと呼ぶ。）で求めることにする。具体的には、実験０１は、研削比が２４２２５であるから、５３０７で割ることにより、４．５６を得る。すなわち、実験０１の研削比は、実験０５の研削比の４．５６倍に相当する。

また、表１において研削能率は変化が小さいが、最小値の７５ｍｍ^３／ｓｅｃ
（実験０１での研削能率）を１．００とし、他の実験の研削能率を相対比（便宜上、相対比Ｂと呼ぶ。）で求めることにする。具体的には、実験０２は、研削能率が１０３であるから、７５で割ることにより、１．３７を得る。すなわち、実験０２の研削能率は、実験０１の研削能率の１．３７倍に相当する。

以上のデータ処理を行うことで表２が得られる。

表２における、フッ素金雲母／コバルトを横軸に取り、相対比Ａを縦軸に取って描いたグラフを、図３に示す。フッ素金雲母／コバルトが増加するほど、研削比（相対比Ａ）が急減する。
フッ素金雲母はチップポケット生成要素であるが、過剰になると脱落が顕著になる。合わせて、フッ素金雲母／コバルトが増加するほど、補強作用を発揮するコバルトが減少するため、研削比が急減したと推定される。

また、表２における、フッ素金雲母／コバルトを横軸に取り、相対比Ｂを縦軸に取って描いたグラフを、図４に示す。フッ素金雲母／コバルトが増加するほど、研削能率（相対比Ｂ）が穏やかに増加する。

図３と図４からでは、フッ素金雲母／コバルトの好適範囲を見出すことが難しいため、さらなるデータ処理を施すことにした。
すなわち、表２中の相対比Ａに相対比Ｂを乗じる。具体的には、実験０１では、４．５６×１．００＝４．５６の計算により、（相対比Ａ）×（相対比Ｂ）を得る。同様の処理を実験０２〜０５にも施す。結果を表３に示す。

表３における、フッ素金雲母／コバルトを横軸に取り、（相対比Ａ）×（相対比Ｂ）を縦軸に取って描いたグラフを、図５に示す。

図５から明らかなように、実験０２が最良である。実験０２でのフッ素金雲母／コバルトは、０．２０３であるから、最も好ましいフッ素金雲母／コバルトは、０．２０である。

次に良いのは実験０１であり、実験０１までを良好とすれば、実験０１の点を通る横線Ｃを引くことができる。この横線Ｃとグラフが交わった２箇所から縦線Ｄと縦線Ｅを下ろすと、縦線Ｄは０．１４の横軸目盛りで横軸と交わり、縦線Ｅは０．２３の横軸目盛りで横軸と交わる。
すなわち、フッ素金雲母／コバルトは０．１４〜０．２３であれば、良好な研削比と良好な研削能率が得られることが判明した。

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。

５０…メタルボンド砥石、５１…砥粒、５２…コバルト粒子、５３…フッ素金雲母粒子、５４…結合材（金属系結合材）。

Claims (1)

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フッ素金雲母と、結合材とからなるメタルボンド砥石において、
   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メタルボンド砥石。

Images