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 |
|---|---|---|---|---|
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| 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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