JP5417072B2

JP5417072B2 - メタルボンド砥石

Info

Publication number: JP5417072B2
Application number: JP2009170017A
Authority: JP
Inventors: 正人氏橋; 俊也平田; 和彦北中; 直秀海野; 宏杉山; 規之難波
Original assignee: Honda Motor Co Ltd
Current assignee: Honda Motor Co Ltd
Priority date: 2009-07-21
Filing date: 2009-07-21
Publication date: 2014-02-12
Anticipated expiration: 2029-07-21
Also published as: JP2011020244A

Description

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１参照。）。

特許文献１段落番号［００５１］に表１が示されている。この表１第１０行〜第１２行に砥石体積比（％）が記載され、実施例１〜７における砥粒−硬質が６．２体積％、１８．８体積％、砥粒−軟質が１２．２体積％〜３４．７体積％、結合剤が５９．１体積％〜８１．６体積％であることが示されている。さらに、同表第３行に、砥種−硬質がＣＢＮ又はＳＤ（ダイヤモンド）であり、同表第４行に、砥種−軟質がＢａＳＯ_４（硫酸バリウム）であることが示されている。

同文献段落番号［００３１］に、ＣＢＮおよびダイヤモンドに代表される超砥粒の好ましい粒径は、１〜２００μｍであることが記載されている。
また、同文献段落番号［００３４］第６行に、硫酸バリウムのより好ましい粒径は５〜１０μｍであることが示されている。

同文献段落番号［００３５］に、ボンド（結合剤）として金属質粒子及びガラス質粒子を配合すること、及び、金属質粒子の粒径は１〜５０μｍであることが記載されている。
また、同文献段落番号［００３７］の末尾に、ガラス質粒子の平均粒径は、３〜５μｍであることが記載されている。

さらに、同文献段落番号［００４６］第２行に、金属質粒子は、銅及び錫の混合粉又は合金粉を採用できることが記載されている。
そして、同文献には、軟質砥粒、金属質粒子、ガラス質粒子の配合目的が記載されている。以上の記載事項を、便利のために、一覧表にまとめた。

すなわち、軟質砥粒は、切粉排出性向上を目的に配合され、金属質粒子は耐摩耗性を強化する作用を発揮し、ガラス質粒子はチップポケットの生成を促す役割を果たすと、説明されている。

ところで、特許文献１のメタルボンド砥石は、自動車用鋳鉄製のエンジンシリンダの内面仕上げホーニングに供される（段落番号［００３０］）。本発明者らは、被削材である鋳鉄のモース硬度、及び砥石を構成する物質のモース硬度を調査した。これは、異なる物質が接触摺動した場合にどのような現象が生じるかを予測するためである。硬度を知ることによって、どちらが摩耗するかが推測可能となる。
鋳鉄のモース硬度は４であり、硫酸バリウムのモース硬度は３〜３．５、銅錫合金のモース硬度は３〜４、ガラスのモース硬度は５〜７であった。

通常、チップポケットの生成・成長の過程は次にように説明される。すなわち、砥粒によって研削されると鋳鉄粉（切粉）が発生する。この鋳鉄粉が、排出される途中で砥粒周りのボンドを攻撃し、摩耗させる。結果、砥粒周りにチップポケットが生成され、このチップポケットが成長する。特許文献１では、チップポケット促進目的物質であるガラス質粒子が鋳鉄より硬い（鋳鉄：４、ガラス：５〜７）。このため、切粉とガラス質粒子を接触摺動させた場合に発生する摩耗は期待できず、チップポケットの充分な生成、成長は望めない。

プラトーホーニング加工では、粗ホーニング工程で谷部と山部を生成し、そのの後、仕上工程で山部のみを除去し、丘形状を形成する。
このため、仕上工程での加工代は、数μｍと非常に微量になる。仕上工程での加工代が数μｍを超えた場合、前工程である粗ホーニング工程で生成された谷部をも除去してしまい、単なる一般のホーニング面となってしまう。

ここで、数μｍの加工代に対応する超砥粒は１０μｍ以下、大きくとも１５μｍ以下とする必要があるが、特許文献１の超砥粒の径の記載は、１〜２００μｍとなっている。このように超砥粒径が大きいと研削量が増加し、谷部を除去してしまうので良好な丘形状が形成されない。

また、切粉排出性向上を目的とする硫酸バリウムの粒径について、特許文献１においては、硫酸バリウムの粒径は、５〜１０μｍと記載されている。これは、結論として、実質の研削作用を担う超砥粒の脱粒を招く。以下に詳細を述べる。
超砥粒は、複合体であるメタルボンドに包まれて保持されている。この状態を考えると、超砥粒の露出（突出量）割合は５０％（直径比、５０％＝半径）が最大となる。言い換えれば、如何に保持力の強固なメタルボンドでも、露出（突出量）割合が５０％を超えた時点で脱粒となる。

特許文献１の段落番号［００２２］に、硫酸バリウムを配合することによって、焼結性メタルボンドのガラス質成分が崩壊してチップポケットを生じる際に、崩壊した粒子片の流動により、排出性を高めると記載されている。

ここで、超砥粒・硫酸バリウム・ガラス質粒子の粒径について考える。ガラス質粒子が崩壊し脱落した跡は、最小でも３〜５μｍ（ガラス質粒子の径）のポケットとなる。これが多数存在し、その結果、硫酸バリウムを脱落させる（特許文献１では流動性を高めると説明されている）。しかし、硫酸バリウムの粒径は５〜１０μｍとあり、これが脱落すると、５〜１０μｍのチップポケットも生成される。これは、研削を行う超砥粒の粒径とほぼ同等の径である。

すなわち、実際に加工を行う超砥粒（なお、特許文献１段落番号［００１０］に示されるように、硫酸バリウムは切削性を有しない。）の直径と同等のチップポケットが存在することになる。切粉の攻撃により生成され、その切粉の排出を促す作用のあるチップポケットは、当然、超砥粒の周辺に生成される。しかし、超砥粒の突出限界は粒径の５０％であり、これに対し、硫酸バリウムの脱落痕５〜１０μｍは大きすぎるため、超砥粒が容易に脱粒する。

切れ刃である超砥粒の脱粒は、研削比（砥石寿命）を低下させ、さらに、脱粒が進行すると超砥粒の数が少ない状態で加工を行うこととなるので、研削能率（単位加工時間当たりの研削体積）の低下を招く。

さらに、表１に示される、結合剤の配合比５９．１〜８１．６体積％は、金属質粒子とガラス質粒子の和であるが、金属質粒子とガラス質粒子は、６：４の割合で配合される（特許文献１、実施例）。すると、ガラス質粒子の配合比は２３．６〜３２．６体積％程度となる。これに、硫酸バリウムの配合比１２．２〜３４．７体積％をそれぞれ実施例毎に足し合わせると、４１．７〜５８．３体積％となる。

このように、ガラス質粒子と硫酸バリウムとが、上述の説明のように、多量に脱落することにより砥石の摩耗が進行するために、研削比（砥石寿命）の低下が懸念される。

しかし、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。

特開２００８−２２９７９４公報

本発明は、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。

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金属系結合材とからなるメタルボンド砥石において、
前記二硫化タングステンの含有率が、全体の０．２５〜０．５体積％であり、
気孔率が０．７２〜０．７４％であることを特徴とする。

請求項１に係る発明では、二硫化タングステンの含有率を０．２５〜０．５体積％に制限した。二硫化タングステンの含有率が０．２５体積％未満になると、研削比及び研削能率が共に低下する。二硫化タングステンの含有率が０．５体積％超になると、やはり研削比及び研削能率が共に低下する。
二硫化タングステンの含有率を０．２５〜０．５体積％に制限することで、良好な研削比及び研削能率が得られる。

本発明で使用するホットプレスの断面図である。炉内圧力と降温速度の相関図である。砥石の断面を拡大した模式図である。使用後の砥石の断面を拡大した模式図である。実験１〜５の結果を示すグラフである。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、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。

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。

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（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％

○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。

○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。

○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。

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。

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。

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。

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。

○ 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。

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。

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。

○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。

次に、二硫化タングステンの好適含有率を、決定するために追加実験を行った。

（追加実験）
○実験１〜５：
後述の表２に示すように、砥粒を８．７５体積％、コバルト粒子を５８．５０〜６１．２５体積％、二硫化タングステンを０〜２．７５体積％、りん青銅（Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐ）を３０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、０．９２ＭＰａ（Ｇ）、降温速度は１８．２℃／分）。

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。

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。

さらには、焼結品では不可避的に微細な気孔が内在するが、この気孔が大きい又は数が多いと砥石の寿命が低下する。気孔の含有率は、気孔率で評価することができる。気孔率（体積比率：単位は％）は、（気孔の体積の和）／（砥石の見かけの体積）を意味し、理論密度と、砥石密度の実測値とで計算される。

二硫化タングステンの含有率が０である実験１では、研削比は２２０２、研削能率は６．６ｍｍ^３／ｓｅｃ、気孔率は１．０７％であった。
二硫化タングステンの含有率を上げて実施した実験２〜５では表２に示す通りの結果が得られた。
実験１〜５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。

図５（ａ）に示されるように、二硫化タングステンの含有率が０〜０．２５体積％では、研削比は二硫化タングステンの含有率に比例して急増する。また、二硫化タングステンの含有率が０．５〜２．７５体積％では、研削比は二硫化タングステンの含有率に比例して減少する。すなわち、二硫化タングステンの含有率が０．２５〜０．５体積％の範囲であれば、最大の研削比が得られる。

また、図５（ｂ）に示されるように、二硫化タングステンの含有率が０〜０．２５体積％では、研削能率は二硫化タングステンの含有率に比例して急増する。また、二硫化タングステンの含有率が０．５〜２．７５％体積では、研削能率は二硫化タングステンの含有率に比例して減少する。すなわち、二硫化タングステンの含有率が０．２５〜０．５体積％の範囲であれば、高い研削能率が得られる。

二硫化タングステンの含有率を０．２５〜０．５体積％の範囲に設定すると、二硫化タングステンは、チップポケット形成促進と切屑排出促進の２つの作用を効果的に発揮することが確認できた。

さらには、表２に示されるように、実験２〜５の気孔率は、０．７２〜０．７６％の範囲にあり、実験１よりも約３０％改善されている。したがって、二硫化タングステンは気孔の発生を抑制する効果を発揮する。

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。

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。

Claims

砥粒とコバルトと二硫化タングステンと金属系結合材とからなるメタルボンド砥石において、
前記二硫化タングステンの含有率が、全体の０．２５〜０．５体積％であり、
気孔率が０．７２〜０．７４％であることを特徴とするメタルボンド砥石。