JPH0257606A - ステンレス鋼微粉および焼結材料 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〈産業上の利用分野〉 本発明は耐食性焼結材料用の原料として、金属粉末の射
出成形に好適で焼結性に優れたアトマイズステンレス鋼
微粉および当該ステンレス鋼微粉を焼結した高密度のス
テンレス焼結材料に関する。

〈従来の技術〉 現在、焼結ステンレス鋼は、材料歩留りの改善、機械加
工費の削減を目的として溶製ステンレス鋼の一部に代替
しつつある。　特に、その成形方法においては、２次元
的形状しか成形できなかったプレス成形に代って、３次
元複雑形状が容易に成形できる射出成形の発展が期待さ
れている。　ところが、射出成形を利用した焼結ステン
レス鋼の製造が開始されたのはごく最近であるため、種
々の技術課題が残されており、特に、原料粉末について
は、多くの改良の余地がある。

一般に、射出成形用の原料粉末としては、球状であるこ
とと微粒粉であることとが要求される。　まず、球状粉
末の利点は、粉末同士のすべりが良好であることである
。　球状粉末と不規則形状粉末とに同一種、同一量の有
機バインダを添加して比較すると、球状粉末を使用した
方が低粘度となり、射出性に優れることが知られている
。　さらに、同一射出性を低バイング量によって達成で
きるため、脱脂時間の短縮が図れる利点がある。　また
、粉末の微粒化の利点は、高密度が達成できる点にある
。　　これらの粉末の要求特性を達成するために、アト
マイズ法による粉末の製造においては、アトマイズ装置
の装置パラメータの変更によって対処される。

〈発明が解決しようとする課題〉 しかし、原料粉末の化学組成の変更による改良は行なわ
れておらず、本来、プレス成形用の焼結微粉末である特
公昭５９−１７６１号公報、田村らによる「粉体および
粉末冶金、第１２巻第１号（１９６５年２月）第２５〜
３２頁」および加藤らによる「粉体および粉末冶金、第
２２巻第１号（１９７５年３月）第１〜１１頁」に記載
されている従来の粉末冶金用の化学組成のままのＳｉ；
Ｌ、５ｗｔ％以下、Ｍｎ；０．４ｗｔ％以下で、Ｍ　ｎ
　／　Ｓ　ｉが１未満（通常Ｍｎ／Ｓｉが０．３未満）
のステンレス鋼微粉が使用されているのが現状である。

すなわちＭ　ｎ　／　Ｓ　ｉを０．３未満とし、アトマ
イズ時の酸化を防止する技術思想を踏襲し、プレス成形
時の圧縮性および成形性を阻害するＣ量およびＭｎ量を
極力低減した化学組成が常用されていて、射出成形用の
ステンレス鋼微粉（平均粒径；２０μｍ以下）として、
必要な球状化と表面酸化物に耐する知見が十分ではない
ため、射出性および焼結性において必ずしも十分ではな
いのが問題であった。

本発明の第１の目的は、上記従来技術の問題点を解決し
ようとするもので、金属粉末の射出成形性に好適な球形
状で、かつ還元可能な表面酸化物から成る焼結性に優れ
たステンレス鋼微粉を提供することにある。

また、本発明の第２の目的は、当該ステンレス鋼微粉を
射出成形し、焼結し、必要に応じ熱間等方圧加圧（ＨＩ
Ｐ）ＩＡ理することによって耐食性に優れるステンレス
焼結材料を提供することにある。

く課題を解決するための手段〉 本発明者らは、ステンレス焼結鋼の原料となる粉末の製
造および原料粉末の射出成形法を利用したステンレス焼
結鋼の製造に関する詳細な実験を行なうことによって本
発明を為すに至った。　特に、焼結体の耐食性を全く阻
害することなく、粉末形状が射出成形用として適する球
状となる、焼結性の良い、粉末化学組成の探索によって
、以下の知見を得て本発明に至った。

（１）Ｓｉが０．２０ｗｔ％以上でＭ　ｎ　／　Ｓ　ｉ
が１．００以上の含Ｃｒステンレス組成およびＣが１．
２０ｗｔ％以下、Ｓｉが０．２０ｗｔ％以上でＭ　ｎ　
／　Ｓ　ｉが１．００以上のＣｒが８．０〜３０．０ｗ
ｔ％のＣｒ系、またはＣｒが８．０〜３０．０ｗｔ％、
Ｎｉが８．０〜２２．０ｗｔ％のＣｒ−Ｎｉ系のステン
レス組成の溶湯をアトマイズすることにより、平均粒径
が２０μｍ（ここで言う「平均粒径」とは、微粉側から
の累積体積が５０％となる粉末の粒径である）の射出成
形に好適な粒子形状をもち、かつ焼結性に優れた表面（
酸化物）から成るステンレス鋼微粉を製造できる。　　
したがって、第１図に示すように、当該ステンレス鋼微
粉を焼結すると相対密度比（真密度に対する密度比）が
９２％以上で閉空孔から成る、Ｃが０．０５ｗｔ％以下
のときの耐食性に優れたステンレス焼結材料を得ること
ができる。

（２）第３図および第５図に示すように、Ｎｉが１．０
〜４．０ｗｔ％、ＭＯが０．３〜４．０ｗｔ％、Ｃｕｈ
（０，５〜５．Ｏｗｔ％のうち１　ｆｆｆ１以上を上記
（１）のＣｒ系、またはＣｒ−Ｎｉ系に合金することに
より、Ｃが０．０５ｗｔ％以下のときのステンレス焼結
材料の耐食性の向上が達成できる。

（３）第６図に示すように、Ｓｎが０．０５〜２．００
ｗｔ％、Ｓが０．０２〜０．０５ｗｔ％、Ｓｅが０．０
５〜０．２０ｗｔ％、Ｔｅが０．０５〜０．２０ｗｔ％
のうちの１種以上を上記（１）および（２）のＣｒ系ま
たはＣｒ−Ｎｉ系に合金することにより、Ｃが０．０５
ｗｔ％以下のときのステンレス焼結材料の切削性の向上
が達成できる。

すなわち、本発明の第１の態様は、Ｓｉ：０．２０ｗｔ
％以上でＭ　ｎ　／　Ｓ　ｉが１．００以上、平均粒径
が２０μｍ以下であることを特徴とするステンレス鋼微
粉を提供するものである。

また、本発明の第２の態様は、Ｃ，１，２０ｗｔ％以下
、Ｓｉ；０．２０ｗｔ％以上でＭｎ／Ｓｉが１，００以
上、Ｃｒ；８．０〜３０．０１１ｔ％、不純物を除き残
部が実質的にＦｅ、平均粒径が２０μｍ以下であること
を特徴とするステンレス鋼微粉を提供するものである。

また、本発明の第３の態様は、第２の態様において、さ
らにＮｉを１．０〜４．０ｗｔ％含有させることを特徴
とするステンレス鋼微粉を提供するものである。

また、本発明の第４の態様は、第２の態様において、さ
らにＮｉを８．０〜２２．Ｏｗｔ％含有させることを特
徴とするステンレス鋼微粉を提供するものである。

また、本発明の第５の態様は、第２ないし第４の態様の
いずれかにおいて、さらにＭＯを０．３〜４．Ｏｗｔ、
％含有させることを特徴とするステンレス鋼微粉を提供
するものである。

また、本発明の第６の態様は、第２ないし第５の態様の
いずれかにおいて、さらにＣｕを０．５〜５．０’ｗｔ
％含有させることを特徴とするステンレス鋼微粉を提供
するものである。

また、本発明の第７の態様は、第２ないし第６の態様の
いずれかにおいて、さらにＳｎ；０．０５〜２．００ｗ
ｔ％、Ｓ、０．０２〜０．５０ｗｔ％、Ｓｅ　；　０．
０５〜０．２０ｗｔ％、Ｔｅ　：　０．０５〜０．２０
ｗｔ％の１種以上を含有させることを特徴とするステン
レス鋼微粉を）是供するものである。

また、本発明の第８の態様は、第１ないし第７の態様の
いずれかのステンレス鋼微粉を用いて焼結したステンレ
ス焼結材料であって、Ｃ；０．０５ｗｔ％以下、他は前
記ステンレス鋼微粉と同じ合金組成を有し、真密度に対
する密度比が９２％以上であることを特徴とするステン
レス焼結材料を提供するものである。

以下に本発明をさらに詳細に説明する。

まず、射出成形用のステンレス鋼微粉に具備すべき限定
理由について説明する。

粉末の球状化の程度を評価するために、■タップ密度、
■見掛は密度および■コンパウンド粘度との関係を調べ
た。　■、■によって、粉末の充填性よりその球状性を
知ることができる。　また、■は、射出性の観点から直
接要求される特性であり、コンパウンドの滑り易さより
その球状性を知ることができる。

■Ｃの含有率を１．２０ｗｔ％以下に限定するのは以下
の理由による。

通常、溶製ステンレス鋼においては、耐食性の観点から
、含有炭素量を極力低く押える必要がある。　また、プ
レス成形を利用して製造される焼結ステンレス鋼や原料
粉末においては、耐食性の観点に加えて、プレス成形時
の圧縮性の観点から、溶製材以上に含有炭素の軽減が要
求される。　しかし、射出成形法を利用してステンレス
焼結鋼を製造する場合は、いくら低炭素の原料粉末を使
用しても、加工性の観点では射出成形性を向上させるこ
とはなく、耐食性の観点でも、脱脂時に有機バインダに
起因する炭素によフて汚染されるため、利点がないこと
がわかった。　さらに、真空中で焼結することによって
、原料粉末に起因する炭素も、有機バインダに起因する
炭素も、同様に除去できることがわかった。

そこで、粉末の含有する炭素を低減するのではなく、む
しろ、増加させることによって、粉末特性の改良を試み
た。　その結果、炭素量の付加は、高圧媒体を利用した
アトマイズ微粉末の充填性を改良する（球状化する）こ
とを実験によって見出した。

これは、ステンレス鋼の合金組成の溶湯へのＣの合金化
により溶湯中酸素量の低下にともない、溶湯粘度が低下
および融点が低下することによって、アトマイズ粒子は
球状化するものと考えられる。　例えば、第１表から第
３表に示す１０００にｇｆ／ｃｍ２の水圧のもとで噴射
した円環状の水ジェツトで水アトマイズした平均粒径が
８．０〜９．０μｍのステンレス鋼微粉について、Ｃ合
金量が増加するに伴って見掛密度およびタップ密度の上
昇がみられ、粉末が球状化したことがわかる。

さらに、粉末とバインダとの比率が等しいコンパウンド
についても、ステンレス鋼微粉のＣ合金量の増加に伴っ
てコンパウンドの粘性温度の低下効果も見られる。

しかし、ステンレス鋼微粉のＣ合金量が１．２０ｗｔ％
を超えると、アトマイズするために？８湯を注入する際
の溶湯温度の低下に伴って、その溶湯に合金化したＳｉ
量、Ｍｎ量に対応した脱酸限界よりＣ−Ｏ反応による脱
酸限界が低くなり、ＣＯガスを捕捉したアトマイズ中空
粒子が生成するようになり、見掛密度およびタップ密度
はかえって低下し、コンパウンドの粘性温度は著しく増
大する。

また、このコンパウンドを工業的に通常採用される焼結
温度および焼結最大時間である１３５０℃で４ｈ程度の
真空焼結を施した場合、焼結体のＣ含有量を０．０５ｗ
ｔ％以下に低減できないため、耐食性の劣悪化をきたす
ので、ステンレス鋼微粉の合金Ｃ量は１．２０ｗｔ％以
下に限定する。

■Ｓｉ；０．２０ｔｖｔ％以上でＭ　ｎ　／　Ｓ　ｉが
１．００以上に限定する理由は以下の通り′である。

Ｃｒを合金した溶湯は、タンデイツシュノズルに溶湯温
度低下によるＣｒ２Ｏ３を生成析出してノズル閉塞を起
こすが、Ｃ％Ｓｉ、Ｍｎを溶湯に添加することによりて
、タンデイツシュノズル通過時の溶湯温度で平衡するＣ
ｒ−０脱酸限界以下に溶湯Ｏ量を調整することができ、
このノズル閉塞を防止することが可能である。

例えば、Ｃ；０．０１ｗｔ％、Ｃｒ；〜３０．０ｗｔ％
の１５００℃程度のステンレス溶湯の場合でＭｎ無添加
のとき、Ｓｉが０．２０ｗｔ％でＣｒ−０と５ｔ−０と
の溶湯０量がほぼ平衡し、タンデイツシュノズル閉塞せ
ずにｍ　？Ｐｊｙを通過させ、アトマイズできる。　よ
ってＳｉ量は０．２０ｗｔ％以上に限定する。

なお、これにＭｎを添加すると、５１−Ｍｎの複合脱酸
効果によって、Ｃｒ−０脱酸限界に比べいっそう低０量
溶渇となり、溶湯温度低下によるタンデイツシュノズル
閉塞なしの、より十分な条件となし得る。

ここで例えば、第１表から第３表に示した当該溶湯を水
アトマイズした合金微粉において、Ｍ　ｎ　／　Ｓ　ｉ
が１．００以上のとき、見掛およびタップ密度が増大し
、コンパウンドの粘性温度が低下することから、粉末が
球状化したことがわかる。

また、Ｍ　ｎ　／　Ｓ　ｉが１．００以上のとき、焼結
密度が増大し、焼結性の良い表面状態になったことがわ
かる。

これは、溶湯のＭｎ量を増加すると、アトマイズ時の粒
子表面に低融点のＭｎＯが生成し、凝固するまでに粒子
表面層の融点の低下、表面張力の増加、粘性の低下によ
ってアトマイズ粒子が球状化するものと考えられる。　
ま　たＭ　ｎ　Ｏはこのコンパウンドを工業的に通常採
用される焼結温度である１３５０℃程度の真空焼結であ
れば、コンパウンド中のＣまたは溶湯合金ＣによってＣ
ｏ還元され、焼結を阻害しないものと考えられる。

これに対し、Ｓｉはアトマイズ時に粒子表面に粘稠な５
ｉ０２を生成して粒子を不規則状化し、５ｉＯ７は１４
００℃程度の真空中ではＣによるＣｏ還元が困難なため
焼結を阻害する。　よって、アトマイズ時の粒子の球状
化と焼結性の良い粒子表面を得るためにｍ　（１ＭのＭ
　ｎ　／　Ｓ　ｉを１．００以上に限定する。

■Ｃｒ　；　８．　　Ｏ−３０，０ｗｔ％に限定する理
由は以下の通りである。

Ｃｒは不動態皮膜を形成し、耐食性を付与するステンレ
ス鋼の基本合金元素である。　末完。

明者らによる詳細な研究の結果である第２図に示す沸騰
６０％ＨＮＯ３による耐食性試験によれば、平均粒径が
８．０〜９．０μｍのＣｒ含有鋼微粉（５，０〜３３．
ＯＣｒ　−０，０２Ｃ−０，７０Ｓｉ−１，００Ｍｎ−
０，０２Ｐ−０，０１ｗｔ％Ｓ−実質的に残部がＦｅ）
を射出成形し、１３５０℃で４ｈ、１０−’ｔｏｒｒで
真空焼結した閉空孔からなる相対密度比が９５％の焼結
材料のとき、Ｃｒが８．０ｗｔ％以上で腐食速度が顕著
に減少するが、Ｃｒが３０．０ｗｔ％を超えて多く添加
されても耐食性の改善効果がないので、Ｃｒ含有量は８
０〜３０．０に限定する。

■フェライト系焼結鋼のＮｉ；１．０〜４．０ｗｔ％に
限定する理由は以下の通りである。

含Ｃｒフェライト系の焼結鋼の不動態化はＮｉによって
助長され耐食性の向上が図れる。

本発明者らによる詳細な研究の結果である第３図に示す
２５℃、１％Ｈ２ＳＯ４による耐食性試験によれば、平
均粒径が８．０〜９．０μｍの１８Ｃｒ−０，０２Ｃ Ｏ，７０Ｓｉ−１，００Ｍｎ−０，０２Ｐ−０，０１ｗ
ｔ％ｓ−実ｉ的に残部がＦｅのステンレス鋼微粉を射出
成形し、１３５０℃×４ｈ１１０−’ｔｏｒｒで真空焼
結した閉空孔からなる相対密度比が９５％の焼結材料の
とき、Ｎｆがｆ、０ｗｔ％以上で腐食速度が顕著に減少
するが、Ｎｉを４．０ｗｔ％を超えて多く添加しても耐
食性の改善効果がないので、本発明のフェライト系ステ
ンレス焼結鋼における耐食性改善用Ｎｆは１．０〜４．
０ｗｔ％に限定する。

■オーステナイト系ステンレス鋼のＮｉ８．０〜２２．
０ｗｔ％に限定する理由は以下の通りである。

Ｎｉはオーステナイト系ステンレスの基本台金元素で、
γ相域を拡大してオーステナイトを安定化する。Ｎｉは
ｌ’ｅ、Ｃｒに比較して電気化学的に責であり、塩化物
や非酸化性酸に対し耐食性を付与し、Ｃｒ酸化物の不動
態化を強化する。　８．Ｏｗｔ％Ｃｒ本発明焼結鋼をオ
ーステナイト化し、塩化物や非酸化性酸への耐食性を十
分なものにするＮｉは８．Ｏｗｊ％であり、３０．０ｗ
ｔ％Ｃｒ鋼のときＮｔは２２．０ｗｔ％必要であり、２
２．０ｗｔ％を超えて多く添加しても本発明オーステナ
イト系ステンレス焼結鋼の耐食性改善効果がないので、
Ｎｆは８．０〜２２．０ｗｔ％に限定する。

■Ｍｏ　；　０．３〜４．Ｏｗｔ％、ＣｕＯ１５〜５．
０ｗｔ％の限定理由は以下の通りである。

Ｍｏ、Ｃｕはフェライト系、オーステナイト系ステンレ
ス焼結鋼の不動態を安定化して耐食性を向上させる。　
本発明者らによる詳細な研究の結果である第３図および
第５図（平均粒径が８．’０〜９．０μｍの１８Ｃｒ−
１４Ｎｉ　−２，５Ｍｏ−０，７０Ｓｉ−１，ＯＯＭｎ
　−０，０２Ｐ−０，０１ｗｔ％Ｓ−実質的に残部がＦ
ｅのオーステナイト系ステンレス鋼微粉を射出成形し、
１３５０℃Ｘ４ｈｒ、１０−’ｔｏｒｒで真空焼結した
閉空孔からなる相対密度比が９５％の焼結材を沸騰４０
％酢酸と１％ぎ酸の混合液で腐食）に示す耐食試験から
、本発明のフェライト系およびオーステナイト系焼結鋼
におけるＭｏが０．３ｗ＋ｔ％以上、Ｃｕが０．５ｗｔ
％以上において、それぞれ単独で、また複合で耐食速度
の減少があり、ＭＯを４．０ｗｔ％を超えて、またＣｕ
を５．０ｗｔ％を超えて多く添加しても耐食性改善効果
がないので、ＭＯは０．３〜４．０ｗｔ％、Ｃｕは０．
５〜５．０ｗｔ％にそれぞれ限定する。

■Ｓｎ；０．０５〜２゜００ｗｔ％、Ｓ：０．０２〜０
．５０ｗｔ％、Ｓｅ；０．０５〜０．２０ｗｔ％に限定
する理由は以下の通りである。

Ｓｎ、３％Ｓｅ、Ｔｅはそれぞれ単独あるいは複合添加
でフェライト系、オーステナイト系焼結鋼の切削性を改
善する。　本発明者らによる詳細な研究結果である第６
図（平均粒径が８．０〜９．０μｍの０．７０Ｓｉ−１
，００μｍ−ｆ８ｃｒのフェライト系ステンレス鋼微粉
、および０．７０Ｓｉ−１，００μｍ−１８Ｃｒ−１４
Ｎｉのオーステナイト系ステンレス鋼微粉を射出成形し
、１３５０℃ｘｌｈｒ、１０−’ｔｏｒｒで真空焼結し
た閉空孔からなる相対密度比が９５％の焼結材料）に示
す切削性試験から、Ｓｎは０．０５＊ｔ％以上、Ｓは０
．０２ｗｔ％以上、Ｓｅは０．０５ｗｔ％、Ｔｅは０．
０５ｗｔ％以上において、それぞれ単独で、また複合で
切削負荷の低下があり、Ｓｎは２．００を超えて、Ｓは
０．５０ｗｔ％を超えて、Ｓｅは０．２０ｗｔ％を超え
て、Ｔｅは０．２０ｗｔ％を超えて多く添加しても切削
性改善効果がないので、Ｓｎは０．０５〜２．　Ｏ０ｗ
ｔ％、Ｓは０．０２〜０．５０ｗｔ％、Ｓｅは０．０５
〜０．２０ｗｔ％、Ｔｅけ０．０５〜０．２０ｗｔ％に
それぞれ限定する。

■平均粒径を２０μｍ以下に限定する理由は以下の通り
である。

第２表に示すように、当該ステンレス鋼微粉を用いた最
終焼結材料の密度および耐食性は当該ステンレスｍ微粉
の平均粒度の影響を強く受ける。　平均粒径が２０μｍ
を超えると、第１図に示すような相対焼結密度比が９２
％以上の閉空孔からなる焼結材料を製造できず、相対焼
結密度比が９２％未満となり第３図および第４図に示す
ように耐食性の著しい劣化をきたすので、平均粒径は２
０μｍ以下に限定する。

本発明のステンレス鋼微粉は基本的には以上のように構
成されるものである。

次に、当該ステンレス鋼微粉を焼結した高密度のステン
レス焼結材料の具備すべき限定理由について説明する。

■焼結材料のＣを０．０５ｗｔ％以下に限定する理由は
以下の通りである。

不純物である微仝Ｃの耐食性におよぼす影うは、有機酸
による耐食試験により明確になる。

本発明者らによる詳細な研究結果である第５図に示す沸
ＩＩ！４０％酢酸−１％ぎ酸混合液による腐食速度は、
Ｃ量が０．０５ｗｔ％を超えると著しく増大する。　よ
って本発明ステンレス焼結鋼におけるＣは０．０５ｗｔ
％以下に限定する。

［相］相対焼結密度比を９２％以上に限定する理由は以
下の通りである。

相対焼結密度比は、焼結材料の耐食性に大きな影響を及
ぼす重要な特性値である。　第３図および第４図に示す
ごとく、フェライト系およびオーステナイト系において
も、相対焼結密度比が９２％以上のとき、耐食性は著し
く向上する。

これは、第１図に示すように相対焼結密度比が９２％以
上のときＨＩＰ密度が上昇することかられかるように、
閉空孔からなるためである。　よって、本発明ステンレ
ス焼結鋼の相対焼結密度比は９２％以上に限定する。

次に、本発明のステンレス焼結材料は以下のようにして
製造することができる。

本発明のステンレス鋼微粉と適当な有機バインダーとを
加圧型ニーダ−などにより混練してコンパウンドを作製
し、射出成型機により金型に射出成形し、所定の形状の
射出成型体を得る。　得られた射出成型体を２００℃〜
６００℃の温度で脱脂処理を行ない、脱脂体を得る。

脱脂処理は、前記射出成形体の形状を変化させずに、例
え変化しても均一に変化させることができる雰囲気であ
ればいかなる雰囲気で行つてもよいが、例えば、非酸化
性雰囲気、減圧雰囲気中で行うのがよい。

脱脂後、上述の脱脂体を焼結することにより、本発明の
ステンレス焼結材料を製造することができる。　以下、
焼結方法について説明する。

焼結する際には、本発明の原料粉末を使用して製造した
コンパウンドを射出成形し、脱脂した脱脂体を焼結する
が、焼結工程の一部もしくは全部の過程において減圧雰
囲気を使用する。

焼結雰囲気としては、焼結中の原子拡散を阻害するＣｒ
等の酸化物を還元でき、なおかつ、脱脂体に多く含有さ
れる炭素を除去できる７囲気であるのが好ましい。　こ
の要件を満たす７囲気としては、通常のステンレス焼結
材料の製造と同様、水素および減圧があげられる。

しかし、水素中での還元および脱炭反応は、各々、次式
のように、 ＭＯ＋Ｈ，−Ｍ＋Ｈ２０（Ｍ　：金属）・・・還元Ｃ＋
　Ｈ２０＝　ＣＯ＋　Ｈ２（Ｃ：固溶炭素）・・・脱炭 Ｐ　Ｈ２０／　Ｐ　Ｈ２が低いほど還元は進行し、Ｐ　
１（２０／　Ｐ　Ｈ２が高いぼど脱炭は進行するため、
両者の反応を同時に効率よく進行させるには困難が伴な
う。　特に、ステンレスのように゛難還元性のＣｒ酸化
物を含み、脱脂体のように高い値の炭素を含有する場合
は、水素雰囲気の使用は得策ではない。　一方、減圧７
囲気中での還元、脱炭は次式のように、 ＭＯ＋Ｃ−Ｍ＋ＣＯ・・・還元、脱炭 同時に進行し、真空排気系によるＣＯガスの除去によっ
て、反応を効率よく進行させることができる。　さらに
、最終的な焼結材料の含有する酸素、炭素の値も減圧中
でのほうが低いため、本発明の焼結材料の製造方法にお
いては、焼結雰囲気を減圧雰囲気とするのが好ましい。

Ｃｒ酸化物の還元、脱炭を効率よく進行させるためには
、減圧雰囲気の圧力は０．０１ｔｏｒｒ以下好ましく、
その温度範囲は１１００〜１４００℃が好ましい。　ま
た、減圧雰囲気は、還元、脱炭反応の進行している過程
においてのみ必要であるため、反応終了後の過程では、
減圧以外の保護雰囲気として不活性ガス（窒素、アルゴ
ン）や低露点の水素雰囲気等が使用できる。

以上のように、減圧雰囲気で焼結することによって、耐
食性に優れる低炭素、低酸素のステンレス焼結材を効率
よく製造することができる。

〈実施例〉 以下に、本発明を実施例に基づいて具体的に説明する。

第１表、第２表および第３表に、水アトマイズ法で製造
した高密度のステンレス焼結材料用のフェライト系およ
びオーステナイト系のステンレス鋼微粉と当該ステンレ
ス鋼微粉を焼結して作製した焼結材料の本発明例を比較
例とともに示す。

高周波話導電気溶解炉で溶製したフェライト系、オース
テナイト系ステンレス合金鋼の溶湯をタンデイツシュ底
の耐火材製の細孔ノズルから鉛直下に流下注入し、その
まわりから１０００　Ｋｇｆ／ｃｍ２の水圧をかけて下
すぼまり形の円環状の水ジェッ１−を噴射して水アトマ
イズして、それぞれの化学組成を持つフェライト系、オ
ーステナイト系のステンレス合金微粉を作製した。

得られたステンレス合金微粉についてマイクロトラック
粒度分析計により平均粒径（ｍ精側から累積体積が５０
％となる粒径）、見掛密度およびタップ密度を測定した
。

次に、これらの合金微粉と４６■０℃％のワックス系の
有機バインダーとを加圧型ニゲ−により混練してコンパ
ウンドを作製し、フローテスターにより荷重１０ｋｇの
もと直径が１ｍｍで長さ１ｍｍのダイにより粘度（ｔｏ
ｏｐ（ポアズ）となる温度）を測定した。

次に、粘度測定に使用したコンパウンドを、射出ノズル
温度１４５℃、金型温度３０℃の条件で、幅４０×長さ
２０Ｘ厚み２ｍｍの試験片に肘用成形した。　射出成形
体は、窒素霊囲気中、常温より＋１０℃／ｈの速度で６
００℃まで昇温の後、１ｈ保持して脱脂処理を行なった
。　脱脂体は、０．０００１Ｔ　ｏ　ｒ　ｒの減圧下、
１３５０℃で４ｈ保持して焼結した。

得られた焼結材料は、水中重量測定法により、密度比を
求めた。　また、同一条件で作製した他の焼結材料でＣ
分析を行ない、他の焼結材料で第１図に示ずＨＩＰ処理
による密度上昇実験を行なうとともに、第２図〜第５図
に示す耐食性試験を行ない、さらに他の焼結材料で第６
図に示す切削試験を行なった。

第１表の実施例記号１〜１９と３９〜４９および第３表
の実施例記号５５〜６９から明らかなように、Ｃ，０，
０１〜０．０２ｗｔ％の実質的にＣを含まない場合また
Ｃを含む場合でＣ；１．２０ｗｔ％以下、Ｓｉ；０．２
０ｗｔ％以上でＭ　ｎ　／　Ｓ　ｉが１．００以上であ
る、Ｃｒ：８．０〜３０．０ｗｔ％の平均粒径が２０μ
ｍ以下のフェライト系ステンレス鋼微粉およびＣｒ　；
　８．０〜３０．０ｗｔ％、Ｎｉ；８．Ｏ〜２２．０ｗ
ｔ％の平均粒径が２０μｍ以下のオーステナイト系ステ
ンレス鋼微粉において、Ｍ　ｎ　／　Ｓ　ｉの増加に伴
なって、またＣの増加に伴なって見掛密度およびタップ
密度が大きな値を示し、そのコンパウンドの粘度も低い
（低温はど低粘度である）値を示し、粉末が球状化し、
射出成形性に優れていることがわかる。

また、焼結材料ＣＦｘが０．０５ｗｔ％以下で、相対焼
結密度が９２％以上の焼結材料を得た。

第１表の実施例記号２０〜３８と第２表の実施例記号５
０〜５４および第３表の実施例記号７０〜８８から明ら
かなように、Ｎ１、ＭＯｌＣｕ、Ｓｎ、Ｓ、Ｓｅおよび
Ｔｅを単独または複合して含む本発明ステンレス鋼微粉
は、いずれも球状化した射出成形性に優れたアトマイズ
粉末であり、その焼結材料Ｃ量が０．０１ｗｔ％で、相
対焼結密度比が９２％以上の焼結材料を得た。

第２表の実施例記号５０〜５４から明らかなように、平
均粒径が２０μｍ以下の本発明Ｎｉ含有フェライト系ス
テンレス鋼微粉において、平均粒径が大きくなるに従っ
て、その見掛密度およびタップ密度は高い値を示し、そ
のコンパウンドの粘度は低い値になるが、相対焼結密度
比が低下する。　平均粒径が２０μｍ以下のとき、相対
焼結密度比が９２％以上の耐食性のよい焼結体を得る。

　この平均粒径と相対焼結密度比の関係は、オーステナ
イト系ステンレス鋼微粉とその焼結材料についても同様
のことがいえる。

第１図は、第１表および第３表の本発明例である実施例
記号８および６１のフェライト系およびオーステナイト
系のステンレス鋼微粉を用いたコンパウンドを射出成形
し、１２５０〜１３５０℃で４ｈ真空焼結を行なった焼
結材料について、１３５０℃で１ｈ、Ａｒ中で１００ｋ
ｇｆ／ｃｍ２の圧力で）ｆＩＰ処理した際の焼結材料の
相対密度比とＨＩＰ処理後の相対密度比の関係を示す。

　これから明らかなように、焼結材料の相対密度比が９
２％以上で閉空孔となり、ＨＩＰ処理後の相対密度比が
一段と向上することがわかる。

第２図は、平均粒径が８．０〜９．０μｍの５．０〜３
３．０Ｃｒ−０．０２Ｃ−０．７０Ｓ　ｉ−１，ＯＯＭ
ｎ−ｏ、　Ｏ１ｗｔ％Ｓ−実質的に残部がＦｅのフェラ
イト系Ｃｒ含有水アトマイズ鋼微粉を射出成形し、１３
５０℃で４ｈ、１０−’ｔｏｒｒで真空焼結した閉空孔
からなる相対焼結密度比が９５％の焼結材料の沸騰６０
％ＨＮＯｊ溶液による腐食試験を示す。

これから明らかなように、Ｃｒが８．０ｗｔ％以上で腐
食速度が著しく減少し、３０．０ｗｔ％を超えても耐食
性の改善効果がないことがわかる。

第３図は、平均粒径が８．０〜９．Ｏｌｉｍ（Ｄ１８．
２３Ｃｒ−０，０２Ｃ−０，７０Ｓｉ　−１、ＯＯＭｎ
−０，０２Ｐ−０，０１＋ｖｔ％Ｓ−実質的に残部がＦ
ｅを基本合金組成とし、Ｎ　ｉ　；　０．８〜５．　Ｏ
ａｔ％、Ｍｏ；０．２〜５．０ｗｔ％、Ｃｕ　；　０．
２〜６．０ｗｔ％の範囲で各々単独で、あるいは複合で
添加し、たフェライト系ステンレス鋼微粉を射出成形し
、１２５０〜１３５０℃Ｘ４ｈ、１０−’ｔｏｒｒで真
空焼結した相対密度比が９０％以上の焼結材料の２５℃
、１％Ｈ２Ｓ　Ｏ４溶液による腐食試験を示す。

これから明らかなように、相対密度比か９２％以上のと
き閉空孔からなるため腐食速度が著しく減少することが
わかる。　また、閉空孔からなる相対密度比が９５％の
とき、Ｎｉが１、Ｏｗｔ、％以上で、ＭＯが０．３ｗｔ
％以上、Ｃｕが０．５ｗｔ％以上で各々単独で、また複
合で腐食速度が著シ、＜減少するが、Ｎｉが４．０ｗｔ
％を超えてＭＯが４．０ｗｔ％を超えて、Ｃｕが５．Ｏ
ｗｔ％を超えても耐食性改善効果がないことがわかる。

第４図は、第３表の本発明例である実施例記号６１のオ
ーステナイト系ステンレス鋼微粉を射出成形し、１２５
０〜１３５０℃Ｘ４ｈ、１０−’ｔｏｒｒで真空焼結し
た相対密度比が９０％以上の焼結材料の沸１１．ｉ　６
０％ＨＮＯ３溶液による耐食試験を示す。

これから明らかなように、オーステナイト系ステンレス
焼結鋼においても、相対密度比が９２％以上で腐食速度
が著しく減少し、閉空孔からなることがわかる。

第５図は、平均粒径が８．０〜９，０μｍの１８Ｃｒ−
１４Ｎｉ−２，５Ｍｏ−０，７０Ｓｉ−１，ＯＯＭｎ−
０，０２Ｐ−０，０１ｗｔ％Ｓ−実質的に残部がＦｅを
基本合金組成（焼結材料Ｃ；０．０３ｗｔ％）とし、Ｎ
ｉ；４、Ｏ〜２５．０ｗｔ％、Ｍｏ　；　０．３〜５．
　Ｏｗｔ　　％　、　　　Ｃｕ　　　；　　　０．　　
　４　〜　６．　　　　Ｏｗｔ　　％　、　　　Ｃ；０
．０１〜０．０８ｗｔ％の範囲で各々単独で、あるいは
複合で添加したオーステナイト系ステンレス鋼微粉を射
出成形し、１３５０℃×４ｈ、１０−’ｔｏｒｒで真空
焼結した相対密度比が９５％の焼結材料の沸騰４０％酢
酸−１％ぎ酸溶液による腐食試験を示す。

これから明らかなように、Ｎｉが８．０ｗｔ％以上で、
Ｍｏが０．３ｗｔ％以上で、Ｃｕか０．５＊ｔ％以上で
、Ｃが０．０５＋ｖｔ％以下でそれぞれ単独で、あるい
は複合で腐食速度が著しく減少し、Ｎｉが２２．０ｗｔ
％を超えて、Ｍ。

か４．０ｗｔ％を超えて、Ｃｕが５．０ｗｔ％を超えて
も耐食性改善効果がないことがわかる。

第６図は、平均粒径が８．０〜９．０μｍの０．７０Ｓ
ｉ−１，００Ｍｎ−１８Ｃｒのフェライト系ステンレス
鋼微粉および０．７０３ｉ−１，００Ｍｎ−１８Ｃｒ−
１４Ｎｉのオーステナイト系ステンレス鋼微粉を基本合
金とし、Ｓ　ｎ　；　０．　０３〜２．　５ｗｔ％、Ｓ
：０、０１〜０．６０ｗｔ％、Ｓｅ；０．０２５〜０．
２５ｗｔ％、Ｔｅ　；ｏ、０２５〜０．２５ｗｔ％の範
囲で各々単独で、あるいは複合で添加し、射出成形して
１３５０℃ｘ４ｈ、１０−’ｔｏｒｒで真空焼結した相
対密度比が９５％の焼結材料の５ＫＨ−９のφ１ｍｍの
ドリルによる回転速度；　４１０　ｍ　／　ｓでの乾式
穿孔切削試験を示す。

これから明らかなように、Ｓｎが０．０５ｗｔ％以上で
、Ｓが０．０２ｗｔ％以上で、Ｓｅが０．０５ｗｔ％以
上で、Ｔｅが０．０５ｗｔ％以上でおのおの単独で、ま
た複合で切削トルクが著しく低下するが、Ｓｎが２．０
０ｗｔ％を超えて、Ｓが０．５０ｗｔ％を超えて、Ｓｅ
が０．２０ｗｔ％を超えて、Ｔｅが０．２０ｗｔ％を超
えても切削トルクの改善効果がないことがわかる。

〈発明の効果〉 以上詳述したように、本発明によれば、Ｃｒ　　８．Ｏ
〜３０．０ｗｔ％およびＣｒ：８．０〜３０．０ｗｔ％
、Ｎｉ；８．０〜２２．０ｗｔ％の溶湯にＣ；５１．２
０ｗｔ％、Ｓ　１　：　≧　０．２０ｗｔ％　で　Ｍ　
　ｎ　　／　　Ｓ　　ｉ　　≧　１　　００となるよう
に成分調整した溶湯をアトマイズして平均粒径を２０μ
ｍ以下の微粉末とすることによって、球状化を図って、
かつ表面状態を改質して射出成形性と焼結性を改善した
ステンレス鋼微粉を提供することができ、当該ステンレ
ス鋼微粉を用いることにより相対密度比が９２％以上、
Ｃが０．０５ｗｔ％以下の高耐食性高密度ステンレス焼
結材料を提供することができる。

また、本発明によれば、フェライト系においてはＮ　ｉ
　；　１　、　０〜４．　０ｗｔ％、フェライト系およ
びオーステナイト系においてはＭ。

Ｏ，３〜４．０ｗｔ％、Ｃｕ；０．５〜５．０ｗｔ％の
うちの１種以上を上記溶湯に合金し、アトマイズして平
均粒径が２０μｍ以下の微粉末とすることによって、射
出成形−焼結材料の相対密度比が９２％以上、Ｃが０．
０５ｗｔ％以下の耐食性を一段と改善したステンレス焼
結材料および当該焼結材料を得るためのステンレス鋼微
粉を提供することができる。

さらにまた、本発明によれば、フェライト系およびオー
ステナイト系においてＳｎ；０．０５〜２．００胃し％
、Ｓ、０．０２〜０．５０ｗｔ％、Ｓｅ　；０．０５〜
０．２０ｗｔ％、Ｔ　ｅ　；　０．　０５〜０．　２０
ｗｔ％のうちの１種以上を上記溶湯に合金し、アトマイ
ズして平均粒径が２０μｍ以下の微粉末とすることによ
って、射出成形−焼結材料の相対密度比が９２％以上、
Ｃが０．０５ｗｔ％以下の切削性を改善したステンレス
焼結材料および当該焼結材料を得るためのステンレス鋼
微粉を提供することができる。

【図面の簡単な説明】

第１図は、焼結材料の相対密度とＨＩＰ処理後の相対密
度の関係を示すグラフである。 第２図は、フェライト系ステンレス焼結材料のＣｒ含有
（合金）４ｉと沸騰６０％ＨＮＯ！溶液での腐食速度の
関係を示すグラフである。 第３図は、Ｎｉ％Ｍｏ、Ｃｕを合金したフェライト系ス
テンレス焼結材料の相対焼結密度と２５℃、１％Ｈ２Ｓ
ｏ４溶液での腐食速度の関係を示すグラフである。 第４図は、オーステナイト系ステンレス焼結材料の相対
焼結密度と沸騰６０％ＨＮＯ３溶液での腐食速度の関係
を示すグラフである。 第５図は、オーステナイト系ステンレス焼結材料のＮｉ
、Ｍｏ、Ｃｕ、Ｃ含有（合金）量と沸１］ｉ４０％酢酸
−１％ぎ酸溶液での腐食速度の関係を示すグラフである
。 第６図は、フェライト系およびオーステナイト系ステン
レス焼結材料のＳｎ、Ｓ、Ｓｅ、Ｔｅ含有（合金）量と
ドリル穿孔トルクの関係を示すグラフである。

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 （１）Ｓｉ；０．２０ｗｔ％以上でＭｎ／Ｓｉが１．０
   ０以上、平均粒径が２０μｍ以下であることを特徴とす
   るステンレス鋼微粉。 （２）Ｃ；１．２０ｗｔ％以下、Ｓｉ；０．２０ｗｔ％
   以上でＭｎ／Ｓｉが１．００以上、Ｃｒ；８．０〜３０
   ．０ｗｔ％、不純物を除き残部が実質的にＦｅ、平均粒
   径が２０μｍ以下であることを特徴とするステンレス鋼
   微粉。 （３）請求項２に記載のステンレス鋼微粉において、さ
   らにＮｉを１．０〜４．０ｗｔ％含有させることを特徴
   とするステンレス鋼微粉。 （４）請求項２に記載のステンレス鋼微粉において、さ
   らにＮｉを８．０〜２２．０ｗｔ％含有させることを特
   徴とするステンレス鋼微粉。 （５）請求項２ないし４のいずれかに記載のステンレス
   鋼微粉において、さらにＭｏを ０．３〜４．０ｗｔ％含有させることを特徴とするステ
   ンレス鋼微粉。 （６）請求項２ないし５のいずれかに記載のステンレス
   鋼微粉において、さらにＣｕを ０．５〜５．０ｗｔ％含有させることを特徴とするステ
   ンレス鋼微粉。 （７）請求項２ないし６のいずれかに記載のステンレス
   鋼微粉において、さらにＳｎ； ０．０５〜２．００ｗｔ％、Ｓ；０．０２〜０．５０ｗ
   ｔ％、Ｓｅ；０．０５〜０．２０ｗｔ％、Ｔｅ；０．０
   ５〜０．２０ｗｔ％の１種以上を含有させることを特徴
   とするステンレス鋼微粉。 （８）請求項１ないし７のいずれかに記載のステンレス
   鋼微粉を用いて焼結したステンレス焼結材料であって、
   Ｃ；０．０５ｗｔ％以下、他は前記ステンレス鋼微粉と
   同じ合金組成を有し、真密度に対する密度比が９２％以
   上であることを特徴とするステンレス焼結材料。