JP2024502902A - 構造上の強化材を備えた階層的複合摩耗部 - Google Patents

Abstract

本発明は、強化部分を備える階層的複合摩耗部品であって、前記強化部分は、複数のセルユニットを備える、三重周期極小曲面セラミック格子構造体の強化材を備え、前記セルユニットは、空隙と、微孔セラミックセル壁とを備え、セル壁の微孔は、焼結金属または鋳造金属を含み、セラミック格子構造体は、鋳造金属母材との二重連続構造体に埋め込まれている、階層的複合摩耗部品に関する。

Description

本発明は、鋳造技術によって得られる階層的複合摩耗部品を開示しており、摩耗部品は、組み合わさった剥離と衝突ストレスに対する改良された抵抗と、破損に対する優れた抵抗とを有する。摩耗部品は、三重周期極小曲面（ＴＰＭＳ，ｔｒｉｐｌｙ ｐｅｒｉｏｄｉｃ ｍｉｎｉｍａｌ ｓｕｒｆａｃｅ）格子構造体に基づいた、詳細には、３Ｄプリントデバイスによって付加的に製造されるＴＰＭＳ型の格子構造体に基づいた三次元強化網状組織を備える。

本発明は、セメント工場、採石場および鉱山などの研削および破砕産業で使用される摩耗部品に関する。このような部品は、大部分における高い機械的ストレスと、作業面での剥離による高い摩耗とを受ける。したがって、これらの部品は、高い剥離抵抗と、機械的ストレス、例えば衝突などに耐えるための何らかの延性とを呈するべきであることが望ましい。

これらの２つの特性は、同じ材料組成と一致させるのは困難であることを考えると、複合摩耗部品は、優れた摩耗抵抗のセラミックインサートが埋め込まれた比較的延性の合金で作成された母材で、過去に提案されてきた。

特許文献１は、合金鉄の鋳造中に浸透した粒子集合体の形態の炭化チタンで強化された合金鉄を含む階層的複合材料を開示する。強化構造体は、摩耗に最も曝される面に配置される。

特許文献２は、打撃タイプの破砕機のための複合衝突体に関し、該衝突体は、摩耗部の最もストレスを受ける面に、定義された幾何学形状に従って少なくとも部分的に炭化チタンで強化された合金鉄を含む。

特許文献３は、地面または岩に作用するための複合歯に関し、該歯は、インサートによって少なくとも一部が強化された合金鉄を有し、インサートによって強化された該部分は、現場での反応後、炭化チタンのマイクロメータの球状粒子がほぼないミリメートル区域によって隔てられた、炭化チタンのマイクロメータの球状粒子の集中したミリメートル区域の交互になるマクロ／微小構造体を得ることを可能にし、炭化チタンのマイクロメータの球状粒子の該集中区域は、該球状粒子間のマイクロメータ間隔もまた該合金鉄によって占められる微小構造体を形成しており、インサートによって生成される該マクロ／微小構造体は、該歯の遠位面から、少なくとも２ｍｍ、好ましくは少なくとも３ｍｍ離間されることを特徴とする。

種々の実験から、強化された摩耗部内でのセラミックまたは要素の組成または配置は、集中させるべき重要な機構のみならず、強化材自体の幾何学形状、または、もっと正確に言えば、特有の摩耗部に適合された強化材幾何学形状の適切な選択もまた、多いに重要であることが示されている。

この文脈において、特有の摩耗部の合金鉄母材に埋め込まれた三重周期極小曲面（ＴＰＭＳ）に基づいた種々の三次元強化格子構造体がテストされる。

Ｓｃｈｎｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ｎｅｓｐｅｒ（Ｓｃｈｎｅｒｉｎｇ １９９１年の論文）によると、一部の典型的な三重周期極小曲面構造体（ＴＰＭＳ）の表面は、簡素化された式によって近似させることができ、該構造体は、以下のリスト上で名づけられている。
Ｄ面：ｃｏｓ（Ｘ）・ｃｏｓ（Ｙ）・ｃｏｓ（Ｚ）－ｓｉｎ（Ｘ）・ｓｉｎ（Ｙ）・ｓｉｎ（Ｚ）＝Ｃ
ジャイロイド：ｓｉｎ（Ｘ）・ｃｏｓ（Ｙ）＋ｓｉｎ（Ｙ）・ｃｏｓ（Ｚ）＋ｃｏｓ（Ｘ）・ｓｉｎ（Ｚ）＝Ｃ
Ｉ‐ＷＰ：２・（ｃｏｓ（Ｘ）・ｃｏｓ（Ｙ）＋ｃｏｓ（Ｘ）・ｃｏｓ（Ｚ）＋ｃｏｓ（Ｙ）・ｃｏｓ（Ｚ））－ｃｏｓ（２Ｘ）＋ｃｏｓ（２Ｙ）＋ｃｏｓ（２Ｚ）＝Ｃ
リディノイド：ｓｉｎ（２Ｘ）・ｃｏｓ（Ｙ）・ｓｉｎ（Ｚ）＋ｓｉｎ（２Ｙ）・ｃｏｓ（Ｚ）・ｓｉｎ（Ｘ）＋ｓｉｎ（２Ｚ）・ｃｏｓ（Ｘ）・ｓｉｎ（Ｙ）－ｃｏｓ（２Ｘ）・ｃｏｓ（２Ｙ）－ｃｏｓ（２Ｙ）・ｃｏｓ（２Ｚ）－ｃｏｓ（２Ｚ）・ｃｏｓ（２Ｘ）＝Ｃ
ネオビウス：３・（ｃｏｓ（Ｘ）＋ｃｏｓ（Ｙ）＋ｃｏｓ（Ｚ））＋４・ｃｏｓ（Ｘ）・ｃｏｓ（Ｙ）・ｃｏｓ（Ｚ）＝Ｃ
Ｐ面：ｃｏｓ（Ｘ）＋ｃｏｓ（Ｙ）＋ｃｏｓ（Ｚ）＝Ｃ
Ｃは、厚さを除いた表面の場合一定（一般に＝０）である。
本発明の目的のために、文献に一般的に記載されるＴＰＭＳだけでなく、その一次結合も考慮する。

上記の式は、厚さを除いた（アイソ）表面を表す。非特許文献１、非特許文献２、非特許文献３には、三重周期極小曲面（ＴＰＭＳ）に基づいて、（壁の厚さなしで）スケルトンを生成するのに使用される方法が示されている。
そのようなスケルトン構造体の特有の例が、図１に例示されている。

特許文献４は、付加的に製造されたジャイロイド格子構造体を開示する。「三重周期極小曲面構造体」、および詳細には、ジャイロイド構造体の定義の目的のために、特許文献４は、本開示に参照として組み込まれている。

特許文献５は、ジャイロイド湾曲面に基づいた多孔性ＡＩ_２Ｏ_３構造体を開示する。セラミックおよびその準備の方法は、連続しており三次元的に接続される、三重周期極小曲面（ＴＰＭＳ）に基づいている。準備された多孔性ＡＩ_２Ｏ_３セラミックジャイロイド構造体は、高い硬度、高温抵抗および高い腐食抵抗を有する。

本開示において、表現「三重周期極小曲面」は、厳格に表面に関する数学的概念として厳密な意味で解釈されるべきではないが、各ユニットセルがセル壁および空隙を有する接続可能なユニットセルの格子構造体（スケルトン）として解釈されるべきであり、セル壁は、ユニットセルの特定のボリュームを占め、空隙は、そのボリュームの均衡部分を占め、格子構造体は、全ての三次元に沿った周期性を呈している。この理由のために、「三重周期極小曲面（ＴＰＭＳ）の、またはそれに基づいた、三次元格子構造体」、または単に「ＴＰＭＳ格子構造体」の表現を使用する。セル壁は、ＴＰＭＳの製造方法およびその組成に従って可変の微孔性を呈する。ＴＰＭＳスケルトン構造体では、表面は、その構造体のいかなる地点においても、すなわちユニットセル内のみならず、２つのユニットセル間の接合部においても、ほぼ連続する曲率を有する。図２０は、３つのＰ面ユニットセルの組立体の一例を示す。表面曲率の非連続性は、高いストレスの場所であり、それ故脆弱な区域であるため、この特徴は、この強化構造体の機械的抵抗に対して重要である。ＴＰＭＳ格子構造体は、異なるボリュームの組立体ではなく、ボリューム表面は、接線方向に一致しない。そのような足場組立体において、異なるボリュームの接合部における曲率は、非連続である。図２１は、球体と、水平方向の円筒形との組立体の一例を示す。２つのボリューム間の接合部１において、球体の曲率２は、円筒形の曲率３と等しくない。ＴＰＭＳ格子構造体は、発泡構造体ではなく、ランダムなサイズおよび形状を有するセルで作成されており、全ての方向に延在する。

特許文献６は球体、円筒形または立方体形状の要素の組立体で作成された周期的構造体を開示する。しかしながら、これらの要素は、連続する曲率で接合しない。接合部において、２つの要素の曲率は連続していない。開示される周期的構造体は、それ故、本文献に開示されるようなＴＰＭＳ格子（スケルトン）構造体ではない（図２１を参照）。

特許文献７は、発泡構造体を有する半球体または球体を開示する。それは、それ故、周期的ではなく、本発明に開示されるＴＰＭＳ格子（スケルトン）構造体とは異なる。

特許文献８は、周期的ではない、開放セル気泡構造体を開示しており、これは本発明に開示されるＴＰＭＳ格子（スケルトン）構造体とは異なる。

米国特許第８９９９５１８号明細書 国際公開２０１０／０３１６６３号 国際公開２０１９／２１１２６８号 米国特許出願公開第２０２０／１７１７５３号明細書 中国特許出願公開第１０９５１６７８９号明細書 中国特許出願公開第１０８３９６１６５号明細書 中国特許出願公開第１１０６１５６７２号明細書 米国特許出願公開第２０１８／１８５９１６号明細書 米国特許第６０３６７７７号明細書 米国特許出願公開第２０１５／００６９６４９号明細書 国際公開２０２０／１４６４５２号 米国特許出願公開第２０１９／０１１１６１８号明細書

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本発明は、炭化物、ホウ化物および窒化物、詳細には、炭化チタン、炭化タングステンおよび炭窒化チタンからなる群から選択されるセラミックまたはセラミック金属粉末の３Ｄプリントによって好ましくは付加的に製造される三重周期極小曲面（ＴＰＭＳ）格子構造体に基づいた三次元強化網状組織を備える、鋳造技術によって得られる階層的複合摩耗部品を提供することを目的とする。

本発明は、強化部分を備える階層的複合摩耗部品であって、該強化部分は、複数のセルユニットを備える、三重周期極小曲面セラミック格子構造体の強化材を備え、該セルユニットは、空隙と、微孔セラミックセル壁とを備え、セル壁の微孔は、焼結金属または鋳造金属を含み、セラミック格子構造体は、鋳造金属母材との二重連続構造体に埋め込まれている、階層的複合摩耗部品を開示している。

本発明の好ましい実施形態は、以下の特徴のうちの少なくとも１つまたは適切な組み合わせを開示する：
‐ 三重周期極小曲面格子構造体は、ジャイロイド、リディノイド、ネオビウス、Ｐ面、ダイヤモンド（Ｄ面）およびＩ‐ＷＰまたはそれらの組み合わせおよび派生物からなる群から選択されること、
‐ セルユニットのサイズは、１０から６０ｍｍの間、好ましくは１５から５０ｍｍの間に含まれ、セル壁の厚さは、１から１５ｍｍの間、好ましくは２から１０ｍｍの間に含まれること、
‐ 強化部分内のセラミック材料の濃度は、強化部分の区域にわたるセル壁の厚さおよび／またはセルユニットのサイズの変化によって制御されること、
‐ セラミック材料は、炭化金属、ホウ化物および窒化物またはその組み合わせからなる群から選択されること、
‐ セラミック材料は、炭化チタン、炭窒化チタン、炭化チタンクロム、ホウ化チタンおよび炭化タングステンからなる群から選択されること、
‐ 鋳造金属母材は、鋼鉄または鋳鉄を含む合金鉄母材であること、
‐ セル壁の微孔内に存在する焼結金属は、チタン、タングステン、クロム、鋼鉄および鋳鉄またはその組み合わせからなる群から選択されること、
‐ 格子構造体内のセラミック材料の濃度は、３０から９０体積％、好ましくは４０から８０体積％の範囲であること、
‐ 強化部分内のセラミック材料の濃度は、５から５０体積％、好ましくは１０から４０体積％の範囲であること、

本発明は、本発明の階層的複合摩耗部品の製造のための方法であって、
‐ セラミック粒子を含む粉末混合物を介して三重周期極小曲面幾何学形状のセラミック格子構造体を製造するステップと、
‐ セラミック格子構造体を少なくとも部分的に焼結するステップと、
‐ 型内にセラミック格子構造体を配置するステップと、
‐ 請求項１に記載の強化された階層的複合摩耗部品を得るために、合金鉄を鋳造するステップと
を含む、方法をさらに開示する。

本開示の方法の好ましい実施形態は、以下の特徴のうちの少なくとも１つ、またはその適切な組み合わせを開示する：
‐ 強化セラミック格子構造体を少なくとも部分的に焼結するステップは、型内での配置および最終鋳造の前に、チタン、タングステン、クロム、鋼鉄および鋳鉄またはその組み合わせからなる群から選択された金属による、該構造体のセル壁の微孔のほぼ完全な充填を含むこと、
‐ 少なくとも部分的に焼結するステップに、熱間等方圧加圧ステップ、またはポスト浸透ステップが続くこと、
‐ 三重周期極小曲面幾何学形状に基づいて強化セラミック格子構造体を製造するステップは、バインダージェット技術、その後の１５０℃を超える温度でのバインダー硬化による付加製造であること、
‐ セラミック粉末の粒子は、レーザ回折技術によって測定された１から１５０μｍの間、好ましくは５から１００μｍの間に含まれる粒子サイズＤ_５０を有すること、

本発明は、衝突破砕機、溝の歯としての、請求項１から１０に記載の階層的複合摩耗部品の使用をさらに開示する。

ＣＡＤモデリングによって得られたＴＰＭＳ格子構造体と、場合により派生物の例示であり、非制限的な選択を表す図である。 ２つの相補的なボリューム１＋２を対応付ける複合構造体につながる、金属母材（ボリューム２）に埋め込まれたジャイロイド型のセラミック金属格子構造体（ボリューム１）のジャイロイドユニットセルの概念的表現の図である。 強化構造体の見かけボリュームを４から４０体積％まで増大させるシート厚さ（セル壁の厚さ）を示す、金属母材に埋め込まれるジャイロイド型のセラミック格子構造体を備えたジャイロイドユニットセルの概念的表現の図である。パターン化された３Ｄジャイロイド型格子構造体の、相補的なボリュームの金属母材との組み合わせは、完全な立方体と、立方体の斜め切りとして表される。 本発明の摩耗部の強化のための浸透可能なインサートとして使用されるベースプレートを備えた、種々のサイズの多孔性炭化チタン構造体のジャイロイド型の構造体を表す図である。 本発明の概念によって強化されるのに適した摩耗していない鋳造歯を表す図である。 摩耗した鋳造歯を表す図である。 従来技術の典型的な浸透可能な多孔性セラミック金属インサートが最もストレスを受ける区域に配置されている、強化された歯の輪郭を表す図である。 本発明による浸透可能なジャイロイド型のセラミック金属格子構造体を備えた、図７と同じ歯の輪郭を表す図である。 本発明によるＴＰＭＳ型の構造上の強化材で準備されたアンビル上でテストが行われた、ＭＡＧ’Ｉｍｐａｃｔ ２７０ミリングマシンのアンビルリングを表す図である。このマシンでは、出願人は、本発明によるＴＰＭＳセラミック金属強化材を備えるアンビルを従来技術による通常のセラミックインサートによって、強化されたアンビルによっていずれかの側が囲まれるように配置した。 本発明の概念によって強化されるのに適した摩耗していない鋳造アンビルを表す図である。 摩耗した鋳造アンビルを表す図である。 摩耗部品の最もストレスを受ける区域に配置された、本発明によるジャイロイド型のセラミック金属インサート構造体を備えた強化アンビルの輪郭を表す図である。 図１２に示されるものと同じ位置での、従来技術の粒子集合体のセラミック金属インサート構造体を備えた強化アンビルの輪郭を表す図である。 １５０×１００×３０ｍｍインサート（Ａ）と、斜め切り表現（Ｂ）における３ｍｍの壁の厚さを有する１１ｍｍの長さのジャイロイドユニットセルを表す図である。 １５０×１００×３０ｍｍインサート（Ａ）と、斜め切り表現（Ｂ）における８ｍｍの壁の厚さで２９ｍｍの長さのジャイロイドユニットセルを表す図である。 １５０×１００×３０ｍｍインサート（Ａ）と、斜め切り表現（Ｂ）における７ｍｍの壁の厚さで３０ｍｍの長さのダイヤモンドユニットセルを表す図である。 歯の鋳造のための型に配置される３Ｄプリントのピラミッド型ＴＰＭＳ強化材の詳細な図である。 図１８ａは、例５および６の格子構造体の可変のセル壁の厚さを有するジャイロイド型の格子構造体を表す図である。図１８ｂは、その相補的なボリュームを有する組み合わせで表された垂直切断表現での例５および６の格子構造体の可変のセル壁の厚さを有するジャイロイド型の格子構造体を表す図である。図１８ｃは、その相補的なボリュームを有する組み合わせで表された垂直切断表現での例５および６の格子構造体の可変のセル壁の厚さを有するジャイロイド型の格子構造体を表す図である。図１８ｄは、その相補的なボリュームを有する組み合わせで表された垂直切断表現での例５および６の格子構造体の可変のセル壁の厚さを有するジャイロイド型の格子構造体を表す図である。 図１９ａは、例７および８の格子構造体の可変のセル壁の厚さを有するジャイロイド型の格子構造体を表す図である。図１９ｂは、垂直切断表現での例７および８の格子構造体の可変のセル壁の厚さを有するジャイロイド型の格子構造体を表す図である。図１９ｃは、垂直切断表現での例７および８の格子構造体の可変のセル壁の厚さを有するジャイロイド型の格子構造体を表す図である。図１９ｄは、垂直切断表現での例７および８の格子構造体の可変のセル壁の厚さを有するジャイロイド型の格子構造体を表す図である。 ＴＰＭＳ格子構造体のユニットセルの接合部における連続する曲率を例示する図である。 特許文献６に開示される構造体を示し、この構造体はＴＰＭＳ格子構造体ではなく、２つのユニット要素の接合部における非連続の曲率を示す図である。

空間を２つの反対方向に合致するラビリンスの通路に分離する三重周期極小曲面構造体（ＴＰＭＳ）は、上記で言及したように近似数式に従って記載することができる。ひとたび鋳造階層的複合摩耗部の金属母材に埋め込まれると、セラミックまたはセラミック金属複合物および鋳造金属は、共同して連続する構造体を形成する。

ＴＰＭＳ型の格子構造体は、３Ｄスケルトン格子構造体において製造された場合、高い圧縮強度と屈曲に対する高い抵抗とを呈し、これは、上記で言及したように、大部分における高い機械的ストレスと、作業面における剥離による高い摩耗とを受ける摩耗部を強化するために本発明において使用される。

ＴＰＭＳ型の構造体（ジャイロイド、リディノイド、Ｐ面など、およびそれらの組み合わせ）の選択は、例えば、製作される構造体が、衝撃荷重を受け入れる衝撃吸収層として使用されたときに従来のハニカム要素に対する利点を有することを示す関連文献における付加的に製造されたポリマー構造体の機械的特性に対する調査によって導かれる。

非特許文献４、非特許文献５には、ＴＰＭＳタイプの選択が示されている。

上記の刊行物において得られる結果を、セラミック金属ＴＰＭＳ格子構造体の文脈における鋳造によって製造される摩耗部に置き換えることは困難であるが、ダイヤモンド型のＴＰＭＳ構造体は理論的には、ジャイロイド型の格子構造体よりも衝突抵抗が高くなるように思える。両構造体は、それ故、この仮説を検証するために、アンビルにおいて比較された。

本発明において、ＴＰＭＳ型の構造体は、セラミックもしくは炭化物を含むセラミック金属、炭窒化物およびホウ化物、好ましくは、炭化チタン、炭化タングステンまたは炭窒化チタンの粉末を使用する任意の種類の３Ｄプリントによって付加的に製造される。

付加製造ステップおよび摩耗部鋳造の記載
本発明のＴＰＭＳインサートを製造するために、デジタル３Ｄモデル構造体を作成し、それを３Ｄプリント（付加製造）デバイス内で粉末で構築することが必要であり、本ケースで使用される技術は、好ましくはバインダージェットであるが、これに限定されない。

３Ｄプリント技術および特徴付けおよび方法に関連する種々のＡＳＴＭ標準に関する一般的な概要は、非特許文献６に公開されている。この概要は、この技術に関する当業者の知識の代表的な３Ｄプリント技術に関連した１０の学術論文の内容を２２頁に要約している。この目的のために、この刊行物は、参照として本明細書に組み込まれている。

バインダージェット技術は、特に、特許文献９および特許文献１０にに開示されている。

最近の学術論文の非特許文献７は、セラミックのバインダージェット技術の関連パラメータについての完全な概要を提供している。

この学術論文は、セラミックをバインダージェットプリントするステップおよび用途を調査し、粉末、バインダー、プリントパラメータ、機器および後処理のプロセスならびにセラミック粉末の粒子形状およびサイズ分布の影響などの重要な要因を考察する。バインダーの液滴形成機構および液滴浸透運動学などの付加的なものの影響も記載される。さらに、この文献は、層の厚さ、飽和、プリント配向、機器および後処理などのプリントパラメータを考察する。バインダージェット技術の説明の目的のために、この学術論文は、参照として本出願に組み込まれている。

バインダージェット技術の１つの重要な要素は、関連するセラミックまたはセラミック金属粉末とのその適合性を考慮した適切なタイプのバインダーの選択である。種々の従来技術の文献は、調査された異なるタイプのバインダーと、セラミック粉末とを有する。

特許文献１１は、特有のアミン含有接着性ポリマーおよび対象物のバインダージェット付加製造の方法を開示する。方法は、該対象物が製造される粉末と、付加製造デバイスに溶媒中に溶解した接着性ポリマーを含む溶液とを別々に供給するステップを含み、該接着性ポリマーは、該付加製造デバイスのプリントヘッドから、該接着性ポリマーの選択的に配置された液滴を、粉末のベッドへと分配することで、粒子を結合し、製造すべき対象物のプリフォームを生成する、少なくとも２００ｇ／モルの分子量を有するアミン含有ポリマーである。

特許文献１２は、対象物が製造される粉末と、二官能基の硬化可能モノマーまたは接着性ポリマーバインダーのいずれかとを付加製造デバイスに別々に供給し、該付加製造デバイスのプリントヘッドから、該二官能基の硬化可能モノマーまたは接着性ポリマーバインダーの選択的に配置された液滴を、該粉末のベッドへと分配して、該粉末を、該二官能基の硬化可能モノマーまたは接着性ポリマーバインダーと結合させて、製造すべき対象物の形状を有する硬化可能なプリフォームを生成することによる、該対象物の間接付加製造のための方法であって、二官能基の硬化可能モノマーの場合、該硬化可能なプリフォームを硬化させて架橋した対象物を形成する方法を開示する。この文献は、その硬化温度での一連の利用可能な硬化可能モノマーを列挙する。この文献は、参照により本明細書に組み込まれている。

本発明の摩耗部の製造のための方法論
セラミックまたはセラミック金属ＴＰＭＳ格子構造体とも呼ばれる、セラミックまたはセラミック金属ＴＰＭＳスケルトンインサートによって強化された摩耗部を製造するための好ましい方法は、複数のユニットセルのデジタル３Ｄモデル構造体を作成し、それを３Ｄプリントデバイス内で構築し、該付加的に製造された構造体を部分的にまたは完全に焼結し、インサートを砂型の中に配置し、高温の液体母材金属（高クロム鋳鉄または鋼鉄）を空隙および存在する場合はインサートの微孔に浸透させるために注ぎ、十分に高密度の摩耗部を得ることである。ＴＰＭＳ格子製造ステップは、以下の通りである。

デジタル３Ｄモデル構造体
‐ セラミックＴＰＭＳインサートの数値的３Ｄモデルは、コンピュータ支援設計（ＣＡＤ）ソフトウェア（例えばｎＴｏｐｏｌｏｇｙ社 https://ntopology.com/generative-design-software/）の助けを借りて生成され、例えばＳＴＬ（光造形）フォーマットなどの３Ｄプリントデバイスによって扱うことができるフォーマットに変換される。工学的性能要件（摩耗または機械的特性など）は、設計の大半を通して変動することが多く、格子の厚さまたはサイズ（セル壁の厚さまたはセルサイズ）などの重要なパラメータを可変的に制御することが必要である。ｎ位相数学において、例えば壁の厚さまたはセルサイズなどの格子構造体のパラメータを空間的に変化させるために、フィールドドリブンデザイン（Ｆｉｅｌｄ‐Ｄｒｉｖｅｎ Ｄｅｓｉｇｎ）を使用することができる。
‐ ファイルはその後、モデルをプリントすることができる所定の厚さの２Ｄ層にスライスするスライシングソフトウェアによって処理される。

付加製造（ＡＭ）プロセス
‐ このプロセスにおいて、セラミック粉末は、例えば約１００μｍの厚さの１つの単一の層を一度に構築するために、ホッパーを通して供給される。セラミック粉末は、炭化物（例えばＴｉＣ）、ホウ化物または窒化物を含み、場合によっては、何らかの他の金属要素も含む。粒子サイズ（Ｄ_５０）は通常、（Ｍｉｅ理論によるＭａｌｖｅｒｎ Ｍａｓｔｅｒｓｉｚｅｒ ２０００などのレーザ回折粒子サイズ分析器によって測定されるような）１から１５０μｍの間、好ましくは２から５０μｍの間、最も好ましくは４から１６μｍの間に含まれる。
‐ 粉末の粒度分布が、粒子サイズ分布目標（流動性およびプリント解像度によって調整される）に一致しない場合、ふるいステップが必要とされる場合がある。
‐ セラミック粉末は、層ごとにインサートを構築するために、３Ｄプリントデバイスのホッパーに取り込まれる（主に、微細な、または貧弱な流動性粉末の場合、層の充填密度を高めるために、振動および上塗りローラが使用されてもよい）。
‐ 付加製造技術に応じて、移動ヘッドが、バインダージェットによって、または例えば溶融プロセスで粉末粒子を塊にすることによって（溶融ベッドレーザ技術による）層上の特有の領域に粉末凝集を生成する。塊はまた、現在の層の真下の前の層でも生じる。バインダージェットの場合、移動ヘッドによって、２Ｄ列に従って層の特有の領域内の液滴として、液体バインダーが堆積される。重要なパラメータは、層の粒子間、同様に前にプリントされた層間に適切な接着部を得るために、適切な飽和レベルを定義することである。好ましいバインダーは、例えば、水分散系のグリコール‐アクリル系バインダーであり、例えば、テトラエチレングリコールジメタクリレート、テトラエチレングリコールジアクリレート、トリエチレングリコールジメタクリレート、ジエチレングリコール、２‐メトキシエタノールまたは好ましくは、水に分散させることができ、硬化すべき材料のｃｍごとに約２時間の間２００℃で硬化させることができる相互接続分子網状組織を形成するのに適した混合物である。
‐ 次の層がその後堆積され、上記のステップは、インサート全体が粉末ベッド内に構築されるまで繰り返される。

硬化および焼結
‐ 架橋性モノマーバインダーが選択されている場合、それは硬化させる必要がある。完全な四角形が約２００℃の温度で硬化オーブンの中で加熱されて、四角形のボリュームに応じた特定の期間の間にその部分に強度を与えて（重合、架橋、溶剤蒸着または何らかの他の機構を介して）、温度の均一性（例えば約２時間／ｃｍの間）を保証する。
‐ 四角形はその後、完全に冷えるままにされ、破損のリスクなしで未加工の部分を安全に取り扱うことができる。
‐ 余剰の粉末は、ブラッシング、真空化または圧縮空気の吹込などによって、四角形から取り除かれる。
‐ 未加工のＴＰＭＳ格子構造体はその後、炉内に配置され、焼結ステップを実行するために、制御された雰囲気（通常はアルゴンまたは真空）下で高温（通常は１０００℃を超える）で加熱される。焼結は、所望の最終インサート壁の多孔性に応じて、全体であってもよいし、一部であってもよい。部分焼結の場合、格子構造体は、同一の、または別の熱処理中に、金属による毛管作用によってさらに浸透させることもできる。

摩耗部の製造
‐ 仕上がったセラミックまたはセラミック金属ＴＰＭＳ格子構造体は、摩耗部の摩耗抵抗および破損抵抗が求められる位置で砂型の中に配置される。
‐ 液体金属が型に注がれる。液体金属は、ＴＰＭＳ格子構造体に浸透して、セラミックＴＰＭＳ構造体が鋳造金属母材に埋め込まれている状態で、共同して連続する強化構造体を形成する。
‐ 残りの微孔を有する部分的に焼結したＴＰＭＳインサートの場合、液体金属は、ＴＰＭＳ格子構造体のセル壁に浸透し、極めて均質なセラミック／金属結合をもたらす。
‐ 液体金属は、鋳造部の完全な固化まで、冷えるままにされる。砂型はその後、取り除かれ、最終部品が、残りの砂からきれいにされ、当業者に知られた通常の仕上げ鋳造工場プロセスステップが続くことができる（ノックアウト、ショット噴射、粉砕、追加の熱処理（焼きなまし、急冷、焼き戻し・・・））。
‐ 最終寸法の目標を達成するために最後の機械加工ステップが必要とされる場合もある。

例‐アンビルおよび歯の摩耗部
アンビル
例１
１１μｍの平均粒子サイズＤ_５０を有する９３ｗｔ％の炭化チタン粉末の混合物を、アルゴンで不活性化されたブレンダー内で、４０μｍの平均粒子サイズＤ_５０を有する７ｗｔ％のチタン粉末と１５分間混合した。

均質な混合物をその後、ＥＸｏｎｅ社からのＸ１ ２５ Ｐｒｏ ３Ｄバインダージェットプリンタ上で、約１１ｍｍのセルユニットサイズおよび約３ｍｍのセル壁の厚さ（図１４で表されるように）を有する１５０×１００×３０ｍｍのジャイロイド格子構造体をプリントするのに使用した。２－ブトキシエタノールの水溶液中の分散としてジエチレングリコールの混合物をベースとした水性バインダーを、この部分をプリントするのに使用した（ＢＡ００５ ＥＸｏｎｅ）。

ＡＭプロセスの重要なパラメータは以下の通りであった：
‐ 各プリントされた層は、約１００μｍの厚さ、
‐ プリント速度は、層ごとに９０秒、
‐ 粉末孔のバインダー飽和は、９０％、
‐ 粉末充填密度は、約４９％。

完了後、プリント四角形全体が、オーブンの中で約２００℃で部分の高さのｃｍごとに２時間硬化され、滞留時間は、１回の行程中に複数の物品を製造することができるため、格子構造体の数に左右される。冷却後、プリント四角形は、未加工のジャイロイド格子構造体を得るために、真空によって粉末が除去され、ブラシがけされた。

得られた未加工のジャイロイド格子構造体を、炉内に配置し、アルゴン雰囲気下で約１１５０℃で２時間加熱した。

ジャイロイド格子構造体は、合金鉄浸透に利用可能な全部で約７４体積％（ジャイロイド格子構造体（セルユニット）内の空隙による約４７体積％と、セル壁の内側の追加の２７体積％のマイクロメータ孔）の空の空間を含み、セル壁内の残りの２６体積％は、炭化チタン＋金属チタンである。

得られたジャイロイド格子構造体はその後、強化されるべき摩耗部（図１２に表されるような階層的摩耗部）の領域内で砂型の中に配置される。

約１６４０℃の高温液体高クロム白鉄がその後、型に注がれ、ジャイロイド格子空隙の４７体積％を満たし、セル壁の粒子間のマイクロメータ孔の２７体積％に浸透する。

注入後、強化されたボリュームの５３体積％は、高濃度の約４９体積％の炭化チタン（粉末充填密度）を含有する。摩耗部の強化された部分における炭化チタンの全体的なボリューム含有率は、したがって、約２６体積％である。

例２
例２は、例１と同じ方法で実行されるが、異なるセルユニットサイズおよびセル壁の厚さである。

均質な粉末混合物を、例１に対して使用された同じ機器で、約２９ｍｍのセルユニットサイズおよび約８ｍｍのセル壁の厚さ（図１５で表されるように）を有する１５０×１００×３０ｍｍのジャイロイド格子構造体をプリントするのに使用した。２－ブトキシエタノールの水溶液中の分散としてジエチレングリコールの混合物をベースとした水性バインダーを、この部分をプリントするのに使用した（ＢＡ００５ ＥＸｏｎｅ）。

ＡＭプロセスおよび硬化の重要なパラメータは例１と同じであった（２００℃で２時間硬化させ、その後、炉が１１５０℃で加熱した）。

このジャイロイド格子構造体は、４９％の粉末充填密度によって再び得られ、合金鉄浸透に利用可能な全部で約７４体積％（ジャイロイド格子構造体（セルユニット）内の空隙による約４６体積％と、セル壁の内側の追加の２８体積％のマイクロメータ孔）の空の空間を含み、セル壁内の残りの２６体積％は、炭化チタン＋金属チタンである。

得られたジャイロイド格子構造体はその後、強化されるべき摩耗部（図１２に表されるような階層的摩耗部）の領域内で砂型の中に配置される。

約１６４０℃の高温液体高クロム白鉄がその後、型に注がれ、ジャイロイド格子空隙の４６体積％を満たし、セル壁の粒子間のマイクロメータ孔の２８体積％に浸透する。

注入後、強化されたボリュームの５４体積％は、高濃度の約４９体積％の炭化チタン（粉末充填密度）を含有する。摩耗部の強化された部分における炭化チタンの全体的なボリューム含有率は、したがって、約２６体積％である。

例３
１１μｍの平均粒子サイズＤ_５０を有する９３ｗｔ％の炭化チタン粉末の混合物を、アルゴンで不活性化されたブレンダー内で、４０μｍの平均粒子サイズＤ_５０を有する７ｗｔ％のチタン粉末と１５分間混合した。

均質な混合物を、例１に対して使用された同じ機器で、約３０ｍｍのセルユニットサイズおよび約７ｍｍの壁の厚さ（図１６で表されるように）を有する１５０×１００×３０ｍｍのダイヤモンド格子構造体をプリントするのに使用した。２－ブトキシエタノールの水溶液中の分散としてジエチレングリコールの混合物をベースとした水性バインダーを、この部分をプリントするのに使用した（ＢＡ００５ ＥＸｏｎｅ）。

ＡＭプロセスの重要なパラメータは先の例と同じであった（２００℃で２時間硬化させ、その後、炉が１１５０℃で加熱した）。

このダイヤモンド格子構造体は、４９％の粉末充填密度によって得られ、合金鉄浸透に利用可能な全部で約７３体積％（ダイヤモンド格子構造体（セルユニット）内の空隙による約４５体積％と、セル壁の内側の追加の２８体積％のマイクロメータ孔）の空の空間を含み、セル壁内の残りの２７体積％は、炭化チタン＋金属チタンである。

得られたダイヤモンド格子構造体はその後、強化されるべき摩耗部（図１３に表されるような階層的摩耗部）の領域内で砂型の中に配置される。

約１６４０℃の高温液体高クロム白鉄がその後、型に注がれ、ダイヤモンド格子空隙の４５体積％を満たし、セル壁の粒子間のマイクロメータ孔の２８体積％に浸透する。

注入後、強化されたボリュームの５５体積％は、高濃度の約４９体積％の炭化チタン（粉末充填密度）を含有する。摩耗部の強化部分における炭化チタンの全体的なボリューム含有率は、したがって、約２７体積％である。

例４
７μｍの平均粒子サイズを有する９０ｗｔ％のＴｉＣ_０．５Ｎ_０．５粉末の混合物を、アルゴンで不活性化されたブレンダー内で、４０μｍの平均粒子サイズを有する１０ｗｔ％のチタン粉末と約１５分間混合した。

均質な混合物を、例１に対して使用された同じ機器で、約３０ｍｍのセルサイズおよび７ｍｍの厚さ（図１６で表されるように）を有する１５０×１００×３０ｍｍのダイヤモンド格子構造体を再びプリントするのに使用した。

プリントプロセスの重要なパラメータは以下の通りであった：
‐ 各プリントされた層は、１００μｍの厚さ、
‐ プリント速度は、層ごとに９０秒、
‐ バインダー飽和は、１００％、および
‐ 粉末充填密度は、約５０％。

完了後、プリント四角形全体が、オーブンの中で２００℃で部分の高さのｃｍごとに２時間硬化された。冷却後、プリント四角形は、未加工のダイヤモンド格子構造体を得るために、真空によって粉末が除去され、ブラシがけされた。

未加工のダイヤモンド格子構造体を、炉内に配置し、バインダーの大半が燃え尽きることを可能にするために、アルゴン雰囲気（９９．５％）下で約１１５０℃で約３時間加熱した。

このダイヤモンド格子構造体は、５０％の粉末充填密度によって得られ、合金鉄浸透に利用可能な全部で約７３体積％（ダイヤモンド格子構造体（セルユニット）内の空隙による約４５体積％と、セル壁の内側の追加の２８体積％のマイクロメータ孔）の空の空間を含み、セル壁内の残りの２７体積％は、炭窒化チタン＋金属チタンである。高温液体高クロム白鉄がその後、型に注がれる。

高温液体高クロム白鉄は、したがって、ダイヤモンド格子構造体の約４５体積％を満たし、その後、粒子間のマイクロメータ孔の２８体積％を満たす。鋳鉄からの炭素との反応によって、残りのチタン粒子は、炭化チタン粒子に変換される。注入後、強化されたボリュームの５５体積％は、高濃度の約５０体積％の炭化チタンと、炭窒化チタンとを含有する。摩耗部の強化部分における炭窒化チタンと、炭化チタン粒子の全体的なボリューム含有率は、したがって、約２８体積％である。

垂直シャフト衝突体で使用されるアンビル摩耗部が、本発明の例１、２、３および４に従って得られるＴＰＭＳ強化格子構造体で作成された。

それらは、強化されたボリュームにおいて約２８体積％の炭化チタン粒子の全体のボリュームパーセンテージで、特許文献１による細粒で作成された摩耗部と比較された。

以下の原材料粉末が使用された：
‐ チタンＨ．Ｃ．ＳＴＡＲＣＫ、Ａｍｐｅｒｉｔ １５５．０６６、２００メッシュ未満、
‐ 黒鉛炭素ＧＫ Ｋｒｏｐｆｍｕｈｌ、ＵＦ４、＞９９．５％、１５μｍ未満、
‐ ＨＳＳ Ｍ２鋼鉄の形態の鉄、２５μｍ未満。
重量で１５％黒鉛炭素、６３％チタンおよびＭ２鋼鉄の形態の２２％鉄の粉末混合物を、アルゴン雰囲気下で、Ｌｉｎｄｏｒミキサー内で１５分間混合。

粒状化は、Ｓａｈｕｔ‐Ｃｏｎｒｅｕｒグラニュレータで実施され、ロール上で２００ＭＰａの圧力で、７５％の理論上の密度に粉末を圧縮することによってストリップが作成される。ストリップはその後、細粒に粉砕される。細粒は、１．４から４ｍｍの範囲の細粒の寸法を得るために、ふるいにかけられる。

この組成および特有の相対密度の結果は、反応後に、特許文献１のＴＡＢＬＥ ５（以下の表１）に従って、浸透細粒において約５０体積％の炭化チタン硬質粒子のボリューム率を提供する。

細粒は、６ｗｔ％の有機フェノール樹脂系接着剤と混合され、所望の形状の型（例えばシリコーン内）に配置される。接着が凝固した後（十分な時間で１００℃で実現される）、コアが固められ、型から外すことができる。

コアは、接着性細粒の相互に接続した３Ｄ相互接続網状組織内で４５体積％の空隙（ミリメートル間隔）を含む。特許文献１のＴＡＢＬＥ ６（以下の表２）によると、１．８ｇ／ｃｍ^３ほどのバルク密度が得られる（細粒間の４５％の空間プラス細粒中の２５％の孔）。

コアは、強化されるべき摩耗部（図１３に表されるような階層的摩耗部）の領域内で砂型の中に配置され、摩耗部は、したがって、多孔性細粒の５５体積％を含む。反応後、強化部分において、高濃度の約５０％の球状の炭化チタンを有する、５５体積％の領域、すなわち、摩耗部の強化されたマクロ微小構造体において全体の炭化チタンの約２８体積％が特許文献１のＴＡＢＬＥ ４（以下の表３）に従って得られる。

従来技術アンビルとの性能比較
これらのテストが実施された垂直シャフト衝突破砕機のアンビルリングが、図９に例示される。

このマシン（ＭＡＧ’Ｉｍｐａｃｔ ２７００）では、出願人は、同一条件下で摩耗挙動を評価するために、特許文献１に従って作成された細粒での最新技術の強化材による強化されたアンビルによっていずれかの側が囲まれた、本発明による強化材を備えるアンビルを配置した。破砕されるべき材料は、アンビル（摩耗していない個々のアンビルが図１０に表される）の作業面上に高速で突き出される。破砕中、作業面は、摩耗する（摩耗した個々のアンビルが図１１に表される）。

各アンビルについて、重量ロスが使用後に測定される。
％重量ロス＝（（最終重量－最初の重量）／最初の重量）×１００
性能指標は以下のように定義され、基準の重量ロスは、テストアンビルの各側にある特許文献１のアンビルに従って作成された部分の平均重量ロスである。
ＰＩ＝基準の％重量ロス／テストアンビルの％重量ロス
１を上回る性能指標は、テストアンビル（発明）が基準よりも摩耗しないことを意味しており、１未満は、テストアンビルが基準より多く摩耗することを意味する。
４つの例の重要なパラメータが、ＴＡＢＬＥ Ａ（以下の表４）に表される。いかなる理論にも縛られるものではないが以下のようにと考えられる：
‐ 例２の優れた性能は、従来技術基準と比べて極めて異なる設計のジャイロイドＴＰＭＳ構造体によって説明することができ、
‐ 例２と比べた例１の優れた性能は、恐らくより小さいセルユニットおよびメッシュ構成のために、摩耗率が低下することによって説明することができ、
‐ 例２と比べた例３の優れた性能は、単にＴＰＭＳの違いによって説明することができ、
‐ 例３と比べた例４の優れた性能は、炭化チタンと比べた、炭窒化チタンの優れた摩耗抵抗によって説明することができる。

歯
ロープショベルおよびブルドーザバケツで使用される地面に噛み合う歯は、本発明によるセラミックＴＰＭＳ格子構造体を備える強化部分で砂型内で鋳造される（図８）。それらは、強化された領域内の約２７体積％の炭化チタンの全体のボリュームパーセンテージを提供する、特許文献３に従って作成された中心の円筒形の穿孔を備えた上部が切り取られた矩形型のピラミッドの形状で金属製容器内に封入された細粒で作成された強化材で作成された摩耗部（図７）と比較された。

機械的特性は、地面に噛み合う歯の用途における重要なパラメータである。この発明のＴＰＭＳ型の格子構造体は、以下の規則に従って設計される。
‐ 歯の強化部分における鋳造金属比に対するＴＰＭＳ格子構造体の体積％は、可変のセル壁の厚さまたは可変のセルユニットサイズを使用することによって、その部分の表面に向かって次第に低下する。従来技術の特許文献３とは対照的に、その強化材は、好ましくは表面より少なくとも２から６ｍｍ下に配置されるべきであり、本発明は、制御され可変の強化材の分量により、重大なストレスまたはクラックを形成することなく、摩耗部の表面に直接、強化材コアを配置することを可能にする。そのような可能性は、同じ量の材料を使用して強化されたボリュームを増大させることを可能にし、強化された領域内の硬質粒子の全体のボリューム率を低下させることを可能にし、したがって強化材料と鋳造金属との間の熱膨張のミスマッチによる機械的ストレスをさらに低下させることを可能にする。
‐ セル壁の厚さは、表面から離れて歯の内側コアへと徐々に増大するのに対して、セルユニットのサイズは、ほぼ一定のままである、または摩耗部の表面に向かって単に増大される。
‐ 外側面より下の規定された深さより上で歯の機械的特性を保証するために、金属に対する強化比もまた、歯のコアに向かって低下する。
‐ それらの中間では、金属に対する強化比は、摩耗抵抗を最大化するために高いまま維持される。

このタイプの設計は、付加製造で容易に生み出すことができ、重大なストレスを形成することなく、歯の最初の表面を強化することも可能にし、高い機械的抵抗でコアを維持しつつ、バルク摩耗抵抗を増大させることを可能にする。この方法において、セラミック濃度は、可変のセルユニットサイズおよび／または可変のセル壁の厚さを介して制御することができる。

液体金属の乱流注入に耐えられる薄いセル壁を備えたジャイロイド格子構造体のために、部分的にのみ焼結したコアのものより高い強度が必要とされる場合がある。高密度セラミックＴＰＭＳ格子構造体は、焼結中（追加の熱間等方圧加圧ステップの助けを借りて、またはそのようなステップの助けなしで）あるいはポスト浸透中に完全な高密度化を通して得られる。

例５
８８ｗｔ％炭化タングステンと、１２ｗｔ％コバルト組成の、２５μｍの平均粒子サイズＤ_５０を有する噴霧乾燥された細粒化粉末を、２５ｍｍの一定のユニットセルサイズ（焼結後）と、２から６ｍｍの間の可変のセル壁の厚さ（焼結後）を有する、先の例と同じバインダーで、ＥＸｏｎｅからのＩｎｎｏｖｅｎｔ ３Ｄバインダージェットプリンタ上で、相補的なボリュームで図１８に表されるようなジャイロイド格子構造体をプリントするのに使用した。

プリントプロセスの重要なパラメータは、以下の通りであった：
‐ 各プリントされた層は、１００μｍの厚さ、
‐ プリント速度は、層ごとに９０秒、
‐ バインダー飽和は、６０％、および
‐ 粉末充填は、約４５％。

完了後、プリント四角形全体が、オーブンの中で２００℃で物品の厚さの約１時間／ｃｍの間硬化された。

冷却後、プリント四角形は、未加工のジャイロイド格子構造体を得るために、真空によって粉末が除去され、ブラシがけされた。

未加工のジャイロイド構造体を、炉内に配置し、セル壁の微孔全てが閉じられるまで、バインダーの大半が燃え尽き、部分焼結することを可能にするために、５ｍｂａｒのアルゴン雰囲気を有する真空下で１４８５℃で４５分間加熱した。それは、９９％の相対密度を達成するために、１．８ＭＰａのアルゴン圧力下で１４８５℃で１０分間さらに等方的に熱加圧された。

断面図として図１８ｂ、図１８ｃおよび図１８ｄにおいて相補的なボリュームで表される、この焼結したジャイロイド格子構造体は、全部で約７４体積％の空隙を含み、その材料は高密度である（セル壁内に有意な微孔はもはや存在しない）。それは、強化されるべき摩耗部の一部の中で砂型の中に配置される（図８に表されるように）。

高温液体炭素鋼がその後１６３０℃で型に注がれる。高温液体炭素鋼は、したがって、ジャイロイド格子構造体の７４体積％の空隙を満たす。注入後、強化部分の約９７％（１００％の上部が切り取られたピラミッドから、中心の円筒形の穴の３％を引く）は、高濃度の約８０体積％の炭化タングステンのうちの約２６体積％を含有する。摩耗部の強化されたマクロ微小構造体における炭化タングステンの全体的なボリューム含有率は、したがって、約２１体積％である。

例６
５μｍの平均粒子サイズで、７５重量％の炭化チタン粉末、１９．５重量％の鉄粉末、４重量％のマンガン粉末、１重量％のニッケル粉末および０．５％のモリブデン粉末で作成された粉末混合物を、例５と同様に、以下のパラメータで、２５ｍｍの一定のセルサイズ（焼結後）と、２から６ｍｍの可変の厚さ（焼結後）とを有するジャイロイド格子構造体をプリントするのに使用した。

プリントプロセスの重要なパラメータは以下の通りであった：
‐ 各プリントされた層は、５０μｍの厚さ、
‐ プリント速度は、層ごとに９０秒、
‐ バインダー飽和は、１００％、および
‐ 粉末充填は、約４５％。

完了後、プリント四角形全体が、オーブンの中で２００℃で部分の高さのｃｍごとに２時間硬化された。冷却後、プリント四角形は、未加工のジャイロイド格子構造体を得るために、真空によって粉末が除去され、ブラシがけされた。

未加工のジャイロイド構造体を、炉内に配置し、セル壁の微孔全てが閉じられるまで、バインダーの大半が燃え尽き、部分焼結することを可能にするために、４ｍｂａｒのアルゴン雰囲気を有する真空下で１４３０℃で３時間加熱した。それは、９９％の相対密度を達成するために、１．８ＭＰａのアルゴン圧力下で１４３０℃で１０分間さらに等方的に熱加圧された。

断面図として図１８ｂ、図１８ｃおよび図１８ｄにおいて相補的なボリュームで表される、この焼結したジャイロイド格子構造体は、ジャイロイド格子による、全部で約７４体積％の空隙を含む。それは、強化されるべき摩耗部の領域内で砂型の中に配置される（図８に表されるように）。高温液体炭素鋼がその後、型に注がれる。

高温液体炭素鋼は、したがって、ジャイロイド格子空隙の７４体積％を満たす。注入後、強化部分の約９７％（１００％の上部が切り取られたピラミッドから、中心の円筒形の穴の３％を引く）は、高濃度の約８２体積％の炭化チタンのうちの約２６体積％を含有する。摩耗部の強化部分における炭化チタンの全体的なボリューム含有率は、したがって、約２１体積％である。

例７
１１μｍの平均粒子サイズＤ_５０を有する粉末炭化チタンを、以下のパラメータで、相補的なボリュームで図１９に表されるように２０ｍｍの一定のセルサイズと、２から７ｍｍの可変のセル壁の厚さとを有するジャイロイド格子構造体をプリントするのに使用した。

プリントプロセスの重要なパラメータは以下の通りであった：
‐ 各プリントされた層は、１００μｍの厚さ、
‐ プリント速度は、層ごとに９０秒、
‐ バインダー飽和は、１００％、および
‐ 粉末充填は、約５０％。

完了後、完全なプリント四角形が、オーブンの中で２００℃で部分の高さのｃｍごとに２時間硬化された。冷却後、プリント四角形は、未加工のジャイロイド格子構造体を得るために、真空によって粉末が除去され、ブラシがけされた。

未加工のジャイロイド格子構造体を、十分な（Ｃｒ：１．１１ｗｔ％、Ｍｎ：１．０４ｗｔ％、Ｃ：０．４ｗｔ％、Ｓｉ：０．２４ｗｔ％、Ｍｏ：０．２３ｗｔ％、Ｆｅ：均衡の組成の）４１４０鋼粉末を含有する湯だまりの中で炉内に配置し、格子構造体の微孔の５０体積％を満たし、毛管作用によって多孔性形状の完全な浸透を可能にし、９８％の相対密度を達成するために、その後０．００１ｍｂａｒの真空下で１４３０℃で１０分間加熱した。

このジャイロイド格子構造体は、その異なる断面図が、図１９ｂ、図１９ｃおよび図１９ｄにおいて相補的なボリュームで表されており、ジャイロイド格子により全部で約５６体積％の空隙を含む。それは、強化されるべき摩耗部の領域内で砂型の中に配置される（図８に表されるように）。高温液体炭素鋼がその後、型に注がれる。

高温液体炭素鋼は、したがって、ジャイロイド格子空隙の５６体積％を満たす。注入後、強化部分の約９７％（１００％の上部が切り取られたピラミッドから、中心の円筒形の穴の３％を引く）は、高濃度の約５０体積％の炭化チタンのうちの約４４体積％を含有する。摩耗部の強化部分における炭化チタンの全体的なボリューム含有率は、したがって、約２１体積％である。

例８
１１μｍの平均粒子サイズＤ_５０を有する８６ｗｔ％の炭化チタン粉末の混合物を、アルゴンで不活性化されたブレンダー内で、４０μｍの平均粒子サイズを有する１４ｗｔ％のチタン粉末と１５分間混合した。

均質な混合物を、ＥＸｏｎｅ社からのＸ１ ２５ Ｐｒｏ ３Ｄバインダージェットプリンタ上で、２０ｍｍの一定のセルサイズと、２から７ｍｍの可変のセル壁の厚さとを有するジャイロイド格子構造体をプリントするのに使用した。２－ブトキシエタノールの水溶液中の分散としてジエチレングリコールの混合物をベースとした水性バインダーを、この部分をプリントするのに使用した（ＢＡ００５ ＥＸｏｎｅ）。

ＡＭプロセスの重要なパラメータは以下の通りであった：
‐ 各プリントされた層は、約１００μｍの厚さ、
‐ プリント速度は、層ごとに９０秒、
‐ 粉末孔のバインダー飽和は、９０％、および
‐ 粉末充填密度は、約４９％。

完了後、プリント四角形全体が、オーブンの中で約２００℃で部分の高さのｃｍごとに２時間硬化され、滞留時間は、１回の行程中に複数の物品を製造することができるため、格子構造体の数に左右される。冷却後、プリント四角形は、未加工のジャイロイド格子構造体を得るために、真空によって粉末が除去され、ブラシがけされた。

得られた未加工のジャイロイド型格子構造体を、炉内に配置し、バインダーの大半が燃え尽きることを可能にするために、アルゴン雰囲気下で約１１５０℃で２時間加熱した。

このジャイロイド格子構造体は、４９％の粉末充填密度によって得られ、合金鉄浸透に利用可能な全部で約７８体積％（ジャイロイド格子構造体（セルユニット）内の空隙による約５６体積％と、セル壁の内側の追加の２２体積％のマイクロメータ孔）の空の空間を含み、セル壁内の残りの２２体積％は、炭化チタン＋金属チタンである。

得られたジャイロイド格子構造体はその後、強化されるべき摩耗部の領域内で砂型の中に配置される。高温液体炭素鋼がその後、型に注がれる。高温液体炭素鋼は、ジャイロイド格子空隙の５６体積％を満たし、セル壁の粒子間のマイクロメータ孔の２２体積％に浸透する。

ジャイロイド格子構造体の異なる断面図が、図１９ｂ、図１９ｃおよび図１９ｄにおいて相補的なボリュームで表される。

注入後、強化部分の約９７％（１００％の上部が切り取られたピラミッドから、中心の円筒形の穴の３％を引く）は、高濃度の約４９体積％の炭化チタン（粉末充填密度）のうちの約４４体積％を含有する。摩耗部の強化された領域における炭化チタンの全体的なボリューム含有率は、したがって、約２１体積％である。

歯の摩耗部は、図８に表されるように、本発明の例５、６、７および８に従って作成される。本発明による歯の摩耗部は、強化されたボリュームにおいて約２７体積％の炭化チタン粒子の全体のボリュームパーセンテージで、特許文献３に従って得られる歯の摩耗部と比較される。

以下の原材料粉末が使用された：
‐ チタンＨ．Ｃ．ＳＴＡＲＣＫ、Ａｍｐｅｒｉｔ １５５．０６６、２００メッシュ未満、
‐ 黒鉛炭素ＧＫ Ｋｒｏｐｆｍｕｈｌ、ＵＦ４、＞９９．５％、１５μｍ未満、
‐ ＨＳＳ Ｍ２鋼鉄の形態の鉄、２５μｍ未満
重量で１５％黒鉛炭素、６３％チタンおよびＭ２鋼鉄の形態の２２％鉄の粉末混合物を、アルゴン雰囲気下で、Ｌｉｎｄｏｒミキサー内で１５分間混合する。

粒状化は、Ｓａｈｕｔ‐Ｃｏｎｒｅｕｒグラニュレータで実施され、ロール上で２００ＭＰａの圧力で、７５％の理論上の密度に粉末を圧縮することによってストリップが作成される。ストリップはその後、細粒に粉砕される。細粒は、１．４から４ｍｍの範囲の細粒の寸法を得るために、ふるいにかけられる。

この組成および特有の相対密度の結果は、反応後に、特許文献３のＴａｂｌｅ ２（以下の表５）に従って、浸透細粒において約５０体積％の炭化チタン硬質粒子のボリューム率を提供する。

細粒は、穿孔された金属製容器内に配置される。粒子によって占められるボリュームは、上部が切り取られた矩形型のピラミッドの形状（円筒形の大きな底部１５０×９０ｍｍ、小さい底部５０×２５ｍｍ、高さ１９０ｍｍ）であり、１５ｍｍの直径の中心の円筒形の穴の穿孔を有する。

細粒のスタックは、細粒の３Ｄ相互接続網状組織内で４５体積％の空隙（ミリメートル間隔）を含む。特許文献３のＴａｂｌｅ ３（以下の表６）によると、１．８ｇ／ｃｍ^３ほどのバルク密度が得られる（細粒間の４５％の空間プラス細粒中の２５％の孔）。

多孔性細粒の５５体積％を含有する穿孔された金属製容器は、歯部の先端の表面のいずれからも５ｍｍ離して、強化されるべき摩耗部（図７に表されるように階層的摩耗部）の領域内で砂型の中に配置される。反応後、高濃度の約５０％の球状の炭化チタンを有する、５５体積％の領域、すなわち、摩耗部の強化されたマクロ微小構造体において全体の炭化チタンの約２７体積％を含む、強化部分の９７％（１００％の上部が切り取られたピラミッドから、中心の円筒形の穴の３％を引く）が得られる。

発明者等は、これらのテストが、全く同じ条件下で摩耗を評価するために実施されたロープショベルのバケツ内に、従来技術の特許文献３による複数の歯（図７に表されるような）の隣に本発明によるジャイロイドインサート（図８に表されるような）を備える複数の歯を配置した。

バケツの歯は、立て坑内の材料掘り返し、そのため、摩耗を受ける。新しい歯は図５に表されている。摩耗した歯は図６に表されている。各例に対して、重量ロスは、使用前および使用後に各歯の重さを量ることによって測定される。
％重量ロス＝（（最終重量－最初の重量）／最初の重量）×１００
性能指標は以下のように定義され、基準の重量ロスは、特許文献１の歯の平均重量ロスである。
ＰＩ＝基準の平均％重量ロス／テスト歯の平均％重量ロス
１を上回る性能指標は、テスト歯が基準よりも摩耗しないことを意味しており、１未満は、テスト歯が基準より多く摩耗することを意味する。
上記に参照される例の性能指標が、Ｔａｂｌｅ Ｂ（以下の表７）に表される。
このケースでは、厳しい条件のために、従来技術基準の大きな強化材料は、チッピングによって損傷を受けるのに対して、ＴＰＭＳ設計は、破損することなく、有意に優れた摩耗抵抗を可能にする。

いかなる理論にも縛られるものではないが以下のように考えられる：
‐ 従来技術と比べた例８の優れた性能は、極めて異なる設計のジャイロイドＴＰＭＳ構造体と、歯を損傷することなく、歯の表面から始まる強化材とによって説明することができ、
‐ 例８と比べた例７の優れた性能は、あまり制御されない現場で浸透される炭化チタン多孔性形状と比べて、鋳造より前に鉄を予め浸透させた炭化チタンの優れた特性によって説明することができ、
‐ 例７と比べた例６の優れた性能は、高密度の熱間等方圧加圧ステップによる、炭化チタン－金属複合物のさらに優れた特性によって説明することができ、
‐ 例６と比べた例５の優れた性能は、密度が低く、ずっと安価な炭化チタン型の複合物に対して、炭化タングステン－コバルト複合物のよく知られた摩耗優位性によって説明することができる。

Claims (16)

1. 強化部分を備える階層的複合摩耗部品であって、前記強化部分が、三重周期極小曲面のセラミックの格子構造体の強化材を備え、前記格子構造体が複数のセルユニットを備え、前記セルユニットが、空隙と、微孔セラミックのセル壁とを備え、前記セル壁の微孔が焼結金属または鋳造金属を含み、前記格子構造体が鋳造金属母材との二重連続構造体に埋め込まれている、階層的複合摩耗部品。
2. 前記三重周期極小曲面の格子構造体が、ジャイロイド、リディノイド、ネオビウス、Ｐ面、ダイヤモンド（Ｄ面）、Ｉ‐ＷＰ、それらの組み合わせおよび派生物からなる群から選択されている、請求項１に記載の階層的複合摩耗部品。
3. 前記セルユニットのサイズが１０ｍｍ～６０ｍｍ、好ましくは１５ｍｍ～５０ｍｍであり、前記セル壁の厚さが１ｍｍ～１５ｍｍ、好ましくは２ｍｍ～１０ｍｍである、請求項１または２に記載の階層的複合摩耗部品。
4. 前記強化部分のセラミックの濃度が、前記強化部分における前記セル壁の厚さおよび／または前記セルユニットのサイズの変化によって制御されている、請求項１から３のいずれか一項に記載の階層的複合摩耗部品。
5. 前記セラミックが、炭化金属、ホウ化物、窒化物およびそれらの組み合わせからなる群から選択されている、請求項１から４のいずれか一項に記載の階層的複合摩耗部品。
6. 前記セラミックが、炭化チタン、炭窒化チタン、炭化チタンクロム、ホウ化チタンおよび炭化タングステンからなる群から選択されている、請求項１から５のいずれか一項に記載の階層的複合摩耗部品。
7. 前記鋳造金属母材が、鋼鉄または鋳鉄を含む合金鉄母材である、請求項１から６のいずれか一項に記載の階層的複合摩耗部品。
8. 前記セル壁の微孔内に存在する焼結金属が、チタン、タングステン、クロム、鋼鉄、鋳鉄およびそれらの組み合わせからなる群から選択されている、請求項１から７のいずれか一項に記載の階層的複合摩耗部品。
9. 前記格子構造体内のセラミックの濃度が３０体積％～９０体積％、好ましくは４０体積％～８０体積％の範囲である、請求項１から８のいずれか一項に記載の階層的複合摩耗部品。
10. 前記強化部分のセラミックの濃度が、５体積％～５０体積％、好ましくは１０体積％～４０体積％の範囲である、請求項１から９のいずれか一項に記載の階層的複合摩耗部品。
11. 請求項１から１０のいずれか一項に記載の階層的複合摩耗部品を製造するための方法であって、
    セラミック粒子を含む粉末混合物を介して三重周期極小曲面幾何学形状のセラミックの格子構造体を付加製造するステップと、
    前記セラミックの格子構造体を少なくとも部分的に焼結するステップと、
    型内に前記セラミックの格子構造体を配置するステップと、
    請求項１に記載の階層的複合摩耗部品を得るように、合金鉄を鋳造するステップと、を含む方法。
12. 前記セラミックの格子構造体を少なくとも部分的に焼結するステップは、型内に配置して最終鋳造する前に、チタン、タングステン、クロム、鋼鉄、鋳鉄およびそれらの組み合わせからなる群から選択された金属によって、前記セラミックの格子構造体のセル壁の微孔をほぼ完全に充填することを含む、請求項１１に記載の方法。
13. 前記セラミックの格子構造体を少なくとも部分的に焼結するステップに、熱間等方圧加圧ステップまたは浸透ステップが続く、請求項１１または１２に記載の方法。
14. 前記セラミック粒子を含む粉末混合物を介して三重周期極小曲面幾何学形状のセラミックの格子構造体を付加製造するステップは、バインダージェット技術とその後の１５０℃を超える温度でのバインダー硬化による付加製造である、または溶融ベッドレーザ技術による付加製造である、請求項１１から１３のいずれか一項に記載の方法。
15. 前記セラミック粒子が、レーザ回折技術によって測定される１μｍ～１５０μｍ、好ましくは５μｍ～１００μｍの粒子サイズＤ_５０を有する、請求項１１から１４のいずれか一項に記載の方法。
16. 衝突破砕機溝の歯としての請求項１から１０のいずれか一項に記載の階層的複合摩耗部品の使用。

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