JPH03211204A - ホットプレス方法及びホットプレス用型 - Google Patents
ホットプレス方法及びホットプレス用型Info
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- JPH03211204A JPH03211204A JP598790A JP598790A JPH03211204A JP H03211204 A JPH03211204 A JP H03211204A JP 598790 A JP598790 A JP 598790A JP 598790 A JP598790 A JP 598790A JP H03211204 A JPH03211204 A JP H03211204A
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- 238000007731 hot pressing Methods 0.000 title claims abstract description 9
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Landscapes
- Powder Metallurgy (AREA)
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。
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〕
本発明はセラミック粉等を焼成するホットプレス方法、
及びそれに用いるホットプレス用型に関する。
及びそれに用いるホットプレス用型に関する。
C従来の技術及び発明が解決しようとする課題]窒化ホ
ウ素、ウィスカー複合セラミック等のセラミック粉を焼
成する場合、一般にホットプレスが行われている。高温
で加圧しながら焼成することによって、ガラス相の存在
しない微細な結晶からなり、無気孔の焼結体が得られる
。
ウ素、ウィスカー複合セラミック等のセラミック粉を焼
成する場合、一般にホットプレスが行われている。高温
で加圧しながら焼成することによって、ガラス相の存在
しない微細な結晶からなり、無気孔の焼結体が得られる
。
ホットプレスにおいては、第6図に示すように、加熱炉
(図示せず)内に設置した黒鉛等からなるスリーブ1の
キャビティ2に原料粉末3を充填し、これをパンチ棒5
で押しながら焼結する方法が一般的である。黒鉛スリー
ブ1の強度が低い(曲げ強度は通常300〜500kg
/cIlで、最も高いものでも1000kg / ct
l )という理由から、従来のキャビティ2は円筒状に
されていて、従って焼結体は通常円板である。すなわち
、キャビティ2が円筒形でなく、角部を含む輪郭のもの
であると、角部に応力集中が発生し、クラックが発生し
てスリーブ1が破損してしまうと考えられていた。
(図示せず)内に設置した黒鉛等からなるスリーブ1の
キャビティ2に原料粉末3を充填し、これをパンチ棒5
で押しながら焼結する方法が一般的である。黒鉛スリー
ブ1の強度が低い(曲げ強度は通常300〜500kg
/cIlで、最も高いものでも1000kg / ct
l )という理由から、従来のキャビティ2は円筒状に
されていて、従って焼結体は通常円板である。すなわち
、キャビティ2が円筒形でなく、角部を含む輪郭のもの
であると、角部に応力集中が発生し、クラックが発生し
てスリーブ1が破損してしまうと考えられていた。
しかし、通常の最終製品が円板形であることはまれであ
り、三角形、四角形、ひし形等の断面形状をしている方
が普通である。そのような形状のものを製造しようとす
ると、先に述べた円板から切り出して製造しなければな
らない。切断において、被切断材がセラミックであるた
めダイヤモンドブレードを用いなければならないし、ま
たセラミックは高硬度であり、かつ非常に靭性が低いた
め、切断速度を極度に遅くしなければならない。
り、三角形、四角形、ひし形等の断面形状をしている方
が普通である。そのような形状のものを製造しようとす
ると、先に述べた円板から切り出して製造しなければな
らない。切断において、被切断材がセラミックであるた
めダイヤモンドブレードを用いなければならないし、ま
たセラミックは高硬度であり、かつ非常に靭性が低いた
め、切断速度を極度に遅くしなければならない。
このため、この切断工程がセラミック製品のコストを大
幅に押し上げているという問題があった。
幅に押し上げているという問題があった。
従って本発明の目的は、セラミック粉等をホットプレス
で焼成した後の切断工程が省略され、もってセラミック
製品の製造コストが低減される方法、及びそのためのプ
レス型を提供することである。
で焼成した後の切断工程が省略され、もってセラミック
製品の製造コストが低減される方法、及びそのためのプ
レス型を提供することである。
上記目的に鑑み鋭意研究の結果、本発明者は、強度の低
い黒鉛等の型を用いるホットプレスにおいて、最終製品
形状に近いままで焼成する、いわゆるニアネットシエイ
ププレスが適用可能であることを見出し、本発明を完成
した。
い黒鉛等の型を用いるホットプレスにおいて、最終製品
形状に近いままで焼成する、いわゆるニアネットシエイ
ププレスが適用可能であることを見出し、本発明を完成
した。
すなわち本発明の方法は、スリーブのキャビティに原料
粉末を充填した後、高温下でバンチ棒によって前記原料
粉末をプレスするホットプレス方法であって、前記キャ
ビティの輪郭が角部を有する形状であることを特徴とす
る。
粉末を充填した後、高温下でバンチ棒によって前記原料
粉末をプレスするホットプレス方法であって、前記キャ
ビティの輪郭が角部を有する形状であることを特徴とす
る。
また本発明のホットプレス用型は、原料粉末が充填され
るキャビティを有するスリーブと、高温下で前記原料粉
末をプレスするパンチ棒とを備えたホットプレス用型で
あって、前記キャビティの輪郭が角部を有する形状であ
ることを特徴とする。
るキャビティを有するスリーブと、高温下で前記原料粉
末をプレスするパンチ棒とを備えたホットプレス用型で
あって、前記キャビティの輪郭が角部を有する形状であ
ることを特徴とする。
以下、本発明の方法とホットプレス用型を、図面を参照
して説明する。
して説明する。
第11!Iは本発明のホットプレス用型の正面図であり
、第2図は平面図である。ホットプレス用型は高周波誘
導炉や抵抗加熱式焼成炉等の加熱炉(図示せず)内に設
置される。1は黒鉛等からなるスリーブで、2はスリー
ブ1を貫通する複数(本実施例では5個−第2図参照)
のキャビティである。51は下パンチ棒、52は上パン
チ棒で、両者とも作動時には上下動する。
、第2図は平面図である。ホットプレス用型は高周波誘
導炉や抵抗加熱式焼成炉等の加熱炉(図示せず)内に設
置される。1は黒鉛等からなるスリーブで、2はスリー
ブ1を貫通する複数(本実施例では5個−第2図参照)
のキャビティである。51は下パンチ棒、52は上パン
チ棒で、両者とも作動時には上下動する。
キャビティ2と上下パンチ棒51.52はともに横断面
形状が相似であり、三角形、四角形、ひし形等に形成さ
れ、角部0を有する。スリーブ1と上下パンチ棒51.
52は耐熱性が高く、多くの物質と反応しないものでな
ければならないので、黒鉛やセラミック等から製造され
るが、比較的安価で加工容易であることから、黒鉛が好
ましい。また、スリーブ1の内壁あるいはパンチ棒51
.52の端面にカーボンシートを装着して、原料粉末と
の間で焼き付きが生じないようにするのが望ましい。
形状が相似であり、三角形、四角形、ひし形等に形成さ
れ、角部0を有する。スリーブ1と上下パンチ棒51.
52は耐熱性が高く、多くの物質と反応しないものでな
ければならないので、黒鉛やセラミック等から製造され
るが、比較的安価で加工容易であることから、黒鉛が好
ましい。また、スリーブ1の内壁あるいはパンチ棒51
.52の端面にカーボンシートを装着して、原料粉末と
の間で焼き付きが生じないようにするのが望ましい。
プレスの際は、下パンチ棒51の上にセラミック粉等の
原料粉末3を充填し、1500〜2100℃の温度で3
00〜500 kg/dの圧力をかけて、プレスと焼結
を同時に行う。
原料粉末3を充填し、1500〜2100℃の温度で3
00〜500 kg/dの圧力をかけて、プレスと焼結
を同時に行う。
プレス荷重によってスリーブ1が破損することが予想さ
れたため、従来のキャビティ2は円筒形にされていた。
れたため、従来のキャビティ2は円筒形にされていた。
しかし、角部Oを有する形状にしても、角部で大きな応
力集中は生じないことがわかった。以下、数式を使って
そのことを説明する。
力集中は生じないことがわかった。以下、数式を使って
そのことを説明する。
第3図は、キャビティ2の横断面が正方形であって、そ
の内周面にプレス荷重Pが作用する場合、角部Oに発生
する引張応力を計算するためのモデル図である。角部0
を等分割するように作用し、0点から距離Rの位置已に
作用する引張応力をσ1、そのX方向成分をσ□、y方
向成分をσ、yとすると、 σ。=4 (σ□+σ7.)・・・(1)また、正方形
の一辺OAの長さを1,0点から辺OA中の任意の点C
までの距離をα、C点を含む微小距離の範囲dαに作用
する荷重をP−dα、B点とC点を結ぶ線分の長さをr
、線分BCとP・dαの方向のなす角度をθ、スリーブ
材料のポアソン比をνとすると、 (1〕式に(2)式と(3)式を挿入すると、また、 RR、z* T=[(α+−P+−)月 4 となる。
の内周面にプレス荷重Pが作用する場合、角部Oに発生
する引張応力を計算するためのモデル図である。角部0
を等分割するように作用し、0点から距離Rの位置已に
作用する引張応力をσ1、そのX方向成分をσ□、y方
向成分をσ、yとすると、 σ。=4 (σ□+σ7.)・・・(1)また、正方形
の一辺OAの長さを1,0点から辺OA中の任意の点C
までの距離をα、C点を含む微小距離の範囲dαに作用
する荷重をP−dα、B点とC点を結ぶ線分の長さをr
、線分BCとP・dαの方向のなす角度をθ、スリーブ
材料のポアソン比をνとすると、 (1〕式に(2)式と(3)式を挿入すると、また、 RR、z* T=[(α+−P+−)月 4 となる。
従って、角部0点における応力、すなわちRを限りなく
0に近づけた時の応力σm (0,0)はσl (0,
O) となり、σ、は発散しない。つまり角部における応力は
無限大に発散することはなく、有限値であり、結果とし
て角部にクラックが発生することはない。
0に近づけた時の応力σm (0,0)はσl (0,
O) となり、σ、は発散しない。つまり角部における応力は
無限大に発散することはなく、有限値であり、結果とし
て角部にクラックが発生することはない。
いま、ホットプレス圧としてP =450 kg/cd
。
。
黒鉛のポアソン比としてν= 0.25をとると、σ冨
= 84.4kg / ctl となり、ホットプレス圧の20%弱の応力しか発生しな
いことになる。ただし、このモデルは無限等方性体中に
生じる応力として計算しているので、実際は黒鉛スリー
ブの大きさに限界があることから、この値よりも少し大
きくなることが予想される。しかし、当初予想していた
よりも非常に小さい応力しか発生しないため、通常の強
度(曲げ強度300〜500 kg / cd )を持
つ黒鉛スリーブを用いても、角部からクラックが発生す
ることはないと予想され、黒鉛スリーブの破損の心配は
、断面形状が四角である限りほとんどないと考えられる
。
= 84.4kg / ctl となり、ホットプレス圧の20%弱の応力しか発生しな
いことになる。ただし、このモデルは無限等方性体中に
生じる応力として計算しているので、実際は黒鉛スリー
ブの大きさに限界があることから、この値よりも少し大
きくなることが予想される。しかし、当初予想していた
よりも非常に小さい応力しか発生しないため、通常の強
度(曲げ強度300〜500 kg / cd )を持
つ黒鉛スリーブを用いても、角部からクラックが発生す
ることはないと予想され、黒鉛スリーブの破損の心配は
、断面形状が四角である限りほとんどないと考えられる
。
次にキャビティの横断面形状が正三角形の場合について
、角部に発生する引張応力(正方形の時よりも大きいと
予想される)について第4図のようなモデルを用いて計
算する。σ3、σ□、σア7.1、r、α、P−dα及
びνは、第3図の場合と同様の意味をもつ。
、角部に発生する引張応力(正方形の時よりも大きいと
予想される)について第4図のようなモデルを用いて計
算する。σ3、σ□、σア7.1、r、α、P−dα及
びνは、第3図の場合と同様の意味をもつ。
第4図において、
σ墓=2(σll、IC0860@+σ、、cos30
°)r = [(α+4/2R)2+ (R/2)2]
”2θ= cos−’ (R/2r) これらと(2)弐及び(3)式を用い、P = 450
kg/ cut。
°)r = [(α+4/2R)2+ (R/2)2]
”2θ= cos−’ (R/2r) これらと(2)弐及び(3)式を用い、P = 450
kg/ cut。
ν= 0.25とすると、
σ、 = 17.7kg / cut
となり、正三角形の時も角部には小さな応力しか発生し
ない。しかも正方形の場合よりも小さな応力であり、こ
の場合も角部にクラックが発生することは考えられない
。
ない。しかも正方形の場合よりも小さな応力であり、こ
の場合も角部にクラックが発生することは考えられない
。
以上説明したように、黒鉛スリーブに横断面が正方形又
は正三角形のキャビティを設け、そこにセラミック粉を
入れ、パンチ棒で押しながらホットプレス焼結するとい
う方法で、直接最終製品形状に近い焼結体を製造しても
黒鉛スリーブは破損しないことが証明される。
は正三角形のキャビティを設け、そこにセラミック粉を
入れ、パンチ棒で押しながらホットプレス焼結するとい
う方法で、直接最終製品形状に近い焼結体を製造しても
黒鉛スリーブは破損しないことが証明される。
実施例1
第1図と第2図に示す形状のスリーブとパンチ棒(共に
黒鉛製で曲げ強度780 kg / cd)を用い、ホ
ットプレスを行った。スリーブのキャビティの辺長とパ
ンチ棒の辺長にIMの差を設け、キャビテイ壁とバンチ
棒端面に厚さ0.38111fflのカーボンシートを
装着した。
黒鉛製で曲げ強度780 kg / cd)を用い、ホ
ットプレスを行った。スリーブのキャビティの辺長とパ
ンチ棒の辺長にIMの差を設け、キャビテイ壁とバンチ
棒端面に厚さ0.38111fflのカーボンシートを
装着した。
体積比でAj2J3:2rO−:SiCウィスカー=
63:5:32の混合粉をキャビティに充填した後、第
5図に示す焼結プログラムによって、炉中でホットプレ
スを行い、13.5mm X 13.5M X 6.
Ommの直方体の焼結体を得た。
63:5:32の混合粉をキャビティに充填した後、第
5図に示す焼結プログラムによって、炉中でホットプレ
スを行い、13.5mm X 13.5M X 6.
Ommの直方体の焼結体を得た。
焼結後、焼結体を取り出し、スリーブのキャビティの角
部を観察したところ、クラックは発生していなかった。
部を観察したところ、クラックは発生していなかった。
比較例1
内径65mmのキャビティを有する黒鉛スリーブを用い
、実施例1と同じ焼結プログラムによって、直径65m
m、厚さ5−の円板の焼結体を得た。
、実施例1と同じ焼結プログラムによって、直径65m
m、厚さ5−の円板の焼結体を得た。
密度、強度測定
実施例1の焼結体については全面を研削してカーボンシ
ートを落とし、その後実施例1及び比較例1の焼結体を
ともに切断、研磨して、テストピース(3mIIX4閣
X13mm)を各々5個作成した。
ートを落とし、その後実施例1及び比較例1の焼結体を
ともに切断、研磨して、テストピース(3mIIX4閣
X13mm)を各々5個作成した。
次いで、これらテストピースを用いて、アルキメデス法
による密度測定、インデンテーション法による硬度測定
、破壊靭性測定、三点曲げ試験(JIS R1601、
スパン長10IIII11)による抗折強度試験を行っ
た。結果を第1表に示す。
による密度測定、インデンテーション法による硬度測定
、破壊靭性測定、三点曲げ試験(JIS R1601、
スパン長10IIII11)による抗折強度試験を行っ
た。結果を第1表に示す。
第1表に示すように、両者でその特性にほとんど差はな
く、従って本発明のニアネットシュイブホットプレス法
が有効であることが示された。
く、従って本発明のニアネットシュイブホットプレス法
が有効であることが示された。
以上説明した通り、本発明のホットプレス方法によれば
、最終製品に近い形状の焼結体が得られる。従って焼結
後の切断工程が省略されるので、セラミック製品の製造
コストが低減される。
、最終製品に近い形状の焼結体が得られる。従って焼結
後の切断工程が省略されるので、セラミック製品の製造
コストが低減される。
第1図は本発明の一実施例によるホットプレス用型の正
面図であり、 第2図は第1図のホットプレス用型の平面図であり、 第3図は本発明におけるスリーブに設けた断面正方形の
キャビティの角部に発生する引張応力を計算するための
モデル図であり、 第4図は本発明におけるスリーブに設けた断面正三角形
のキャビティの角部に発生する引張応力を計算するため
のモデル図であり、 第5図は本発明の本発明の方法における焼結プログラム
を説明するグラフであり、 第6図は従来のホットプレスに用いられる型の正面図で
ある。 1・ ・スリーブ 2・ ・キャビティ 3・・・原料粉末 51・・・下パンチ棒 52・ ・上パンチ棒 0・ ・角部 第2図 52 第5図 経皇晴間(φ)
面図であり、 第2図は第1図のホットプレス用型の平面図であり、 第3図は本発明におけるスリーブに設けた断面正方形の
キャビティの角部に発生する引張応力を計算するための
モデル図であり、 第4図は本発明におけるスリーブに設けた断面正三角形
のキャビティの角部に発生する引張応力を計算するため
のモデル図であり、 第5図は本発明の本発明の方法における焼結プログラム
を説明するグラフであり、 第6図は従来のホットプレスに用いられる型の正面図で
ある。 1・ ・スリーブ 2・ ・キャビティ 3・・・原料粉末 51・・・下パンチ棒 52・ ・上パンチ棒 0・ ・角部 第2図 52 第5図 経皇晴間(φ)
Claims (8)
- (1)スリーブのキャビティに原料粉末を充填した後、
高温下でパンチ棒によって前記原料粉末をプレスするホ
ットプレス方法において、前記キャビティの輪郭が角部
を有する形状であることを特徴とする方法。 - (2)請求項1に記載のホットプレス方法において、前
記キャビティは複数あることを特徴とする方法。 - (3)請求項1又は2に記載のホットプレス方法におい
て、前記パンチ棒は前記キャビティと横断面形状が相似
であり、かつ前記パンチ棒の表面の少なくとも原料粉末
と接触する面にカーボンシートを装着したことを特徴と
する方法。 - (4)請求項1乃至3のいずれかに記載のホットプレス
方法において、前記スリーブ及び/又は前記パンチ棒は
黒鉛からなることを特徴とする方法。 - (5)原料粉末が充填されるキャビティを有するスリー
ブと、高温下で前記原料粉末をプレスするパンチ棒とを
備えたホットプレス用型において、前記キャビティの輪
郭が角部を有する形状であることを特徴とするホットプ
レス用型。 - (6)請求項5に記載のホットプレス用型において、前
記キャビティは複数あることを特徴とするホットプレス
用型。 - (7)請求項5又は6に記載のホットプレス用型におい
て、前記パンチ棒は前記キャビティと横断面形状が相似
であり、かつ前記パンチ棒の表面の少なくとも原料粉末
と接触する面にカーボンシートを装着したことを特徴と
するホットプレス用型。 - (8)請求項5乃至7のいずれかに記載のホットプレス
用型において、前記スリーブ及び/又は前記パンチ棒は
黒鉛からなることを特徴とするホットプレス用型。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP598790A JPH03211204A (ja) | 1990-01-12 | 1990-01-12 | ホットプレス方法及びホットプレス用型 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP598790A JPH03211204A (ja) | 1990-01-12 | 1990-01-12 | ホットプレス方法及びホットプレス用型 |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH03211204A true JPH03211204A (ja) | 1991-09-17 |
Family
ID=11626152
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP598790A Pending JPH03211204A (ja) | 1990-01-12 | 1990-01-12 | ホットプレス方法及びホットプレス用型 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH03211204A (ja) |
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
KR100809556B1 (ko) * | 2006-06-13 | 2008-03-04 | 주식회사 모노세라피아 | 열간가압소결장치 |
CN103418789A (zh) * | 2013-08-08 | 2013-12-04 | 中国地质大学(武汉) | 一种用于热压pdc钻头胎体粉末成型的多孔模具 |
-
1990
- 1990-01-12 JP JP598790A patent/JPH03211204A/ja active Pending
Cited By (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
KR100809556B1 (ko) * | 2006-06-13 | 2008-03-04 | 주식회사 모노세라피아 | 열간가압소결장치 |
CN103418789A (zh) * | 2013-08-08 | 2013-12-04 | 中国地质大学(武汉) | 一种用于热压pdc钻头胎体粉末成型的多孔模具 |
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