JPH04115859A - Si↓3N↓4系セラミックスの研削加工方法及びその加工製品 - Google Patents
Si↓3N↓4系セラミックスの研削加工方法及びその加工製品Info
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- JPH04115859A JPH04115859A JP2238479A JP23847990A JPH04115859A JP H04115859 A JPH04115859 A JP H04115859A JP 2238479 A JP2238479 A JP 2238479A JP 23847990 A JP23847990 A JP 23847990A JP H04115859 A JPH04115859 A JP H04115859A
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Landscapes
- Grinding Of Cylindrical And Plane Surfaces (AREA)
- Grinding And Polishing Of Tertiary Curved Surfaces And Surfaces With Complex Shapes (AREA)
- Ceramic Products (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]
この発明は、β−サイアロン等の5iffNJ系セラミ
ックス材料の加工方法に関するものである。
ックス材料の加工方法に関するものである。
Si3N4系セラミックスは、硬度、強度、耐熱性など
の点において優れた機械特性を有するので、機械構造材
としての応用が期待されている。
の点において優れた機械特性を有するので、機械構造材
としての応用が期待されている。
ところが、S i s N4系セラミックスは高硬度で
あり、また典型的な脆性材料であるから、最終製品とし
て必要な幾何学的形状を与えるための加工方法の選択が
困難であり、また加工後における強度あるいは寿命の点
で未解決な問題も多い。
あり、また典型的な脆性材料であるから、最終製品とし
て必要な幾何学的形状を与えるための加工方法の選択が
困難であり、また加工後における強度あるいは寿命の点
で未解決な問題も多い。
現在のところ5izN−系セラミックスの加工方法とし
て最もよく用いられているのはダイヤモンド砥石による
研削加工であるが、加工表面にはクラックなどの表面損
傷が残るため、これが強度低下あるいは信顛性の低下の
原因となり、加工製品としての応用の妨げとなっている
場合が多い。
て最もよく用いられているのはダイヤモンド砥石による
研削加工であるが、加工表面にはクラックなどの表面損
傷が残るため、これが強度低下あるいは信顛性の低下の
原因となり、加工製品としての応用の妨げとなっている
場合が多い。
例えば伊藤(最新ファインセラミック技術、工業調査全
編、刊、PP、219〜226.1983)が示すよう
にSi3N、系セラミックスの研削加工表面粗さと抗折
強度には相関があり、ここでは表面粗さを1−以下に抑
える必要性を示している。また吉川(FCレポートvo
183No、5 PP148〜155.1990)が示
す様に研削加工時に導入されるクラック深さはダイヤモ
ンド砥粒の粒度により影響を受け、その深さは5i3N
nの場合で20〜40IrIaに達することが示されて
いる。このオーダーは実際製品として考えた場合、到命
的な欠陥となり得ると考えられる。
編、刊、PP、219〜226.1983)が示すよう
にSi3N、系セラミックスの研削加工表面粗さと抗折
強度には相関があり、ここでは表面粗さを1−以下に抑
える必要性を示している。また吉川(FCレポートvo
183No、5 PP148〜155.1990)が示
す様に研削加工時に導入されるクラック深さはダイヤモ
ンド砥粒の粒度により影響を受け、その深さは5i3N
nの場合で20〜40IrIaに達することが示されて
いる。このオーダーは実際製品として考えた場合、到命
的な欠陥となり得ると考えられる。
特開昭63−156070号公報等にある様にJIS1
601準拠の抗折強度が100kg/m”以上のS l
s N4系材料においては、通常のダイヤモンド砥石
を用いた研削加工において難加工性が増大し、表面損傷
を残す可能性が高いと考えられる。
601準拠の抗折強度が100kg/m”以上のS l
s N4系材料においては、通常のダイヤモンド砥石
を用いた研削加工において難加工性が増大し、表面損傷
を残す可能性が高いと考えられる。
しかしながら、ダイヤモンド砥石による研削加工方法は
、加工設備の汎用性や加工コストなどの点において優れ
た加工方法であり、Si3N、系セラミンクスの加工方
法としても上記の表面損傷の影響をなくしたダイヤモン
ド砥石による研削加工技術の確立が必須であると考えら
れている。
、加工設備の汎用性や加工コストなどの点において優れ
た加工方法であり、Si3N、系セラミンクスの加工方
法としても上記の表面損傷の影響をなくしたダイヤモン
ド砥石による研削加工技術の確立が必須であると考えら
れている。
5izN4系セラミックスの研削加工による表面損傷の
影響を除去する方法としては、例えば、Si3N、系セ
ラミックスであるβ−サイアロンを研削加工した後に、
大気中において1200°Cで熱処理することにより、
表面に酸化膜を生成させ、この酸化膜によって加工損傷
を埋めて強度の改善を図る方法が、岸ら(窯業協会誌、
94巻1号、1986、PP、189〜192)によっ
て開示されている。また、この方法によると、β−サイ
アロン材料について抗折強度及びその信顧性、ワイブル
係数の増加がみられるということも知られている(窯業
協会誌、95巻6号、1987、PP、630〜637
) 。
影響を除去する方法としては、例えば、Si3N、系セ
ラミックスであるβ−サイアロンを研削加工した後に、
大気中において1200°Cで熱処理することにより、
表面に酸化膜を生成させ、この酸化膜によって加工損傷
を埋めて強度の改善を図る方法が、岸ら(窯業協会誌、
94巻1号、1986、PP、189〜192)によっ
て開示されている。また、この方法によると、β−サイ
アロン材料について抗折強度及びその信顧性、ワイブル
係数の増加がみられるということも知られている(窯業
協会誌、95巻6号、1987、PP、630〜637
) 。
しかしながら、上記の方法では、研削加工によって最終
形状に仕上げ加工を実施した後に、熱処理等を行うため
、寸法精度の低下を生じたり、また、岸ら(窯業協会誌
、95巻6号、1987、P635 )も述べている様
に、熱処理前の加工損傷の大きさにより、十分バラツキ
を抑えることができない可能性が高いなどの問題点があ
り、製品製造に適用することが困難であると考えられて
いる。
形状に仕上げ加工を実施した後に、熱処理等を行うため
、寸法精度の低下を生じたり、また、岸ら(窯業協会誌
、95巻6号、1987、P635 )も述べている様
に、熱処理前の加工損傷の大きさにより、十分バラツキ
を抑えることができない可能性が高いなどの問題点があ
り、製品製造に適用することが困難であると考えられて
いる。
ところで、上記のような問題点を解決するためには、十
分平滑な表面粗度(例えば、Rmax≦0.1n)が得
られ、しかも研削加工後にクラック等の表面損傷を極力
抑えたり、あるいは研削加工中にそうした表面損傷を修
復しながら加工しうる方法が必要となる。
分平滑な表面粗度(例えば、Rmax≦0.1n)が得
られ、しかも研削加工後にクラック等の表面損傷を極力
抑えたり、あるいは研削加工中にそうした表面損傷を修
復しながら加工しうる方法が必要となる。
従来、このような方法として、例えば市田ら(窯業協会
誌、94巻1号、1986、PP204〜210)はβ
−サイアロン焼結体を微粒ダイヤモンド砥石により、流
れ形切屑を生成しながら鏡面研削加工し得ることを示し
ている。また、伊藤は、通常のアルミナ系砥石を用いて
Si3N、系セラミックスの鏡面研削加工の可能性を示
している(最新ファインセラミック技術、工業調査全編
、刊、1983、PP、219〜226)。
誌、94巻1号、1986、PP204〜210)はβ
−サイアロン焼結体を微粒ダイヤモンド砥石により、流
れ形切屑を生成しながら鏡面研削加工し得ることを示し
ている。また、伊藤は、通常のアルミナ系砥石を用いて
Si3N、系セラミックスの鏡面研削加工の可能性を示
している(最新ファインセラミック技術、工業調査全編
、刊、1983、PP、219〜226)。
かかる方法により得られた加工面の表面粗度はいずれも
Rm a x =0.03μmであり、5i3Na及び
β−サイアロン個々の結晶粒径が数−であることを考慮
すれば、上記の文献において市田や伊藤らが述べている
「塑性変形を生体とする流れ形切屑生成による材料除去
」あるいは「摩耗と微小破砕が主の材料除去」だけでは
その現象を十分にとらえているとは考え難い。また、前
者の文献による報告においては被削材は常圧焼結体であ
り、実際に今後精密加工部品として用いられると考えら
れているSi3N、系セラミックスの機械的特性と比較
すれば若干見劣りするものであり、その点から材料除去
のメカニズムも材料特性に依存し変化する可能性も考え
られている。また、上記両文献ともSi3Naあるいは
β−サイアロン材料の加工面の優れた平滑度を得る鏡面
研削の可能性は示しているが、これらの方法により得ら
れた製品の特性、例えば抗折強度などの特性向上やその
信転性の向上については全く触れられていない。
Rm a x =0.03μmであり、5i3Na及び
β−サイアロン個々の結晶粒径が数−であることを考慮
すれば、上記の文献において市田や伊藤らが述べている
「塑性変形を生体とする流れ形切屑生成による材料除去
」あるいは「摩耗と微小破砕が主の材料除去」だけでは
その現象を十分にとらえているとは考え難い。また、前
者の文献による報告においては被削材は常圧焼結体であ
り、実際に今後精密加工部品として用いられると考えら
れているSi3N、系セラミックスの機械的特性と比較
すれば若干見劣りするものであり、その点から材料除去
のメカニズムも材料特性に依存し変化する可能性も考え
られている。また、上記両文献ともSi3Naあるいは
β−サイアロン材料の加工面の優れた平滑度を得る鏡面
研削の可能性は示しているが、これらの方法により得ら
れた製品の特性、例えば抗折強度などの特性向上やその
信転性の向上については全く触れられていない。
そこで、この発明は、最大高さ粗さにおいてRmax<
0.Inという十分平滑な表面粗度が得られ、しかも研
削加工中に表面損傷を修復し得る工業的に実施可能な方
法を得ようとするものである。
0.Inという十分平滑な表面粗度が得られ、しかも研
削加工中に表面損傷を修復し得る工業的に実施可能な方
法を得ようとするものである。
上記の課題を解決するために、この発明においては、被
削物と砥粒との接触圧力が被削物の硬さよりも大きく、
かつ被削物と砥粒との接触点における温度が、被削物の
表面に塑性流動層を生じる温度以上である条件において
3i3N4系セラミックスを研削加工するようにしたの
である。
削物と砥粒との接触圧力が被削物の硬さよりも大きく、
かつ被削物と砥粒との接触点における温度が、被削物の
表面に塑性流動層を生じる温度以上である条件において
3i3N4系セラミックスを研削加工するようにしたの
である。
5ijN4材料の硬さの変化、研削砥粒とSi3N−材
料間の接触圧力の変化、および研削砥粒とSi3N、材
料との接触点部における温度上昇の関係から第1図のグ
ラフが得られる。
料間の接触圧力の変化、および研削砥粒とSi3N、材
料との接触点部における温度上昇の関係から第1図のグ
ラフが得られる。
第1図の横軸にはSi3N−材料の硬さ及び研削砥粒/
5izNa材料間の接触圧力の変化が示され、縦軸には
研削砥粒/Si3N4材料間の接触点部の温度上昇が示
されている。
5izNa材料間の接触圧力の変化が示され、縦軸には
研削砥粒/Si3N4材料間の接触点部の温度上昇が示
されている。
第1図の線(A>−(B)に示すように、種りの加工条
件により砥粒/Si:lN4材月間の接触圧力を上昇さ
せるにつれて接触点の温度上昇が生じる。これにつれて
接触点のSi3N4材料の硬さは低下を開始する。さら
に接触圧力を増大させると接触点の温度は接触圧力Pa
において(C)点で接触点のSi3N、材料の硬さの変
化曲線と交点を持つ。一方代表的には5iiNn材料の
硬さ以上の圧力で加工を行なえば延性を伴う塑性流動加
工領域に入ると考えられるため(C)点において始めて
Si3N4材料は脆性破損を全く伴わない塑性流動主体
の加工領域に入る。これらの現象は、例えばSi3N、
材料の高温下の降伏点における現象とも考えられ、大司
らがその現象の存在を示している(窯業協会誌、94巻
5号、1986、PP、536〜)。
件により砥粒/Si:lN4材月間の接触圧力を上昇さ
せるにつれて接触点の温度上昇が生じる。これにつれて
接触点のSi3N4材料の硬さは低下を開始する。さら
に接触圧力を増大させると接触点の温度は接触圧力Pa
において(C)点で接触点のSi3N、材料の硬さの変
化曲線と交点を持つ。一方代表的には5iiNn材料の
硬さ以上の圧力で加工を行なえば延性を伴う塑性流動加
工領域に入ると考えられるため(C)点において始めて
Si3N4材料は脆性破損を全く伴わない塑性流動主体
の加工領域に入る。これらの現象は、例えばSi3N、
材料の高温下の降伏点における現象とも考えられ、大司
らがその現象の存在を示している(窯業協会誌、94巻
5号、1986、PP、536〜)。
この発明は、上記(C)点における加工点を見出したこ
とにある。さらに、この発明においては、−船釣な鏡面
研削加工により得られる加工表面粗度がRm a x
=0.05amレベルのものが容易に得られることと、
Si3N、材料の大部分を占める5izN4結晶粒の大
きさが1〜10−レベルであることから単純に粒界相等
の望性変形を伴う流れ型切屑の生成でその表面平滑度が
得られるとは考えられないことに注目して種々の検討を
加え、(C)点における加工を実施したさいにSi3N
n加工物極表面にSiを主成分とした非晶質層を含む塑
性流動層が析出し、その一部が加工前に表面に残存して
いるクランク等の開口部を埋める作用をしていることで
ある。
とにある。さらに、この発明においては、−船釣な鏡面
研削加工により得られる加工表面粗度がRm a x
=0.05amレベルのものが容易に得られることと、
Si3N、材料の大部分を占める5izN4結晶粒の大
きさが1〜10−レベルであることから単純に粒界相等
の望性変形を伴う流れ型切屑の生成でその表面平滑度が
得られるとは考えられないことに注目して種々の検討を
加え、(C)点における加工を実施したさいにSi3N
n加工物極表面にSiを主成分とした非晶質層を含む塑
性流動層が析出し、その一部が加工前に表面に残存して
いるクランク等の開口部を埋める作用をしていることで
ある。
これにより加工表面の平滑度を得ると共に残存クラック
等の開口部が消失することから、この発明の加工方法を
施した製品の特性は例えば抗折力特性においてその絶対
値を向上させると共にそのバラツキを著しく低下させる
ものである。
等の開口部が消失することから、この発明の加工方法を
施した製品の特性は例えば抗折力特性においてその絶対
値を向上させると共にそのバラツキを著しく低下させる
ものである。
この発明に係る研削加工方法による加工製品は、下記の
条件を満足する必要がある。
条件を満足する必要がある。
■ 加工後表面粗さが最大高ざ粗さRmax<0.1−
であること。
であること。
かかる条件は、その表面粗さが0.1−以上であれば」
−分に加工面の平滑度が得られていないことに加え、第
1図で示した塑性流動効果が十分でなく、従って前加工
における残存クラックの埋没効果も十分でないことによ
る。
−分に加工面の平滑度が得られていないことに加え、第
1図で示した塑性流動効果が十分でなく、従って前加工
における残存クラックの埋没効果も十分でないことによ
る。
■ Si3Nmあるいはサイアロン結晶粒を60体積%
以上含む母材とその表面に厚さ10−以下の研削加工に
より析出したSiを生成分とするアモルファス層を好ま
しくは50体積%以上含む表面層を持つ2層構造より構
成されること。
以上含む母材とその表面に厚さ10−以下の研削加工に
より析出したSiを生成分とするアモルファス層を好ま
しくは50体積%以上含む表面層を持つ2層構造より構
成されること。
かかる条件は、5iaN−あるいはサイアロン結晶粒を
60体積%以上含まない場合には、田中ら(精機学会昭
和58年度関西支部講演会予稿集)が示すようにこの発
明による加工方法を用いた場合、加工面に熱損傷を伴う
と考えられるクラックを生成する。この現象は明確では
ないが、結晶粒と結晶粒界の熱膨張係数の差による熱ク
ラツクの生成が粒界相の占める割合が多い場合に顕著に
現れると考えられる。また、この条件において、Siを
主成分とするアモルファス層の厚みが10mを越えて生
成した場合には当該層の熱的性質、機械的性質が母材に
対して若干劣ることから本来のS i 3 Naあるい
はサイアロン製品としての特性を劣化させる可能性があ
る。また当該アモルファス層の表面層全体に対する含有
率が50体積%未満であれば加工表面の平滑度が劣化す
る場合があるため、好ましくは50体積%以上含むこと
が望しいが必須ではない。
60体積%以上含まない場合には、田中ら(精機学会昭
和58年度関西支部講演会予稿集)が示すようにこの発
明による加工方法を用いた場合、加工面に熱損傷を伴う
と考えられるクラックを生成する。この現象は明確では
ないが、結晶粒と結晶粒界の熱膨張係数の差による熱ク
ラツクの生成が粒界相の占める割合が多い場合に顕著に
現れると考えられる。また、この条件において、Siを
主成分とするアモルファス層の厚みが10mを越えて生
成した場合には当該層の熱的性質、機械的性質が母材に
対して若干劣ることから本来のS i 3 Naあるい
はサイアロン製品としての特性を劣化させる可能性があ
る。また当該アモルファス層の表面層全体に対する含有
率が50体積%未満であれば加工表面の平滑度が劣化す
る場合があるため、好ましくは50体積%以上含むこと
が望しいが必須ではない。
■ 製品の最終仕上げ加工に入る直前の前加工面の表面
粗さが最大高さ粗さRmax≦1戸であること。
粗さが最大高さ粗さRmax≦1戸であること。
かかる条件は、前加工面の表面粗さが最大高さ粗さでR
max>1mとなれば最終加工においてこの発明の範囲
である加工後の表面粗さが最大高さ粗さでRmax<0
.1uを達成しない可能性があるからである。
max>1mとなれば最終加工においてこの発明の範囲
である加工後の表面粗さが最大高さ粗さでRmax<0
.1uを達成しない可能性があるからである。
一方、上記の条件を満足する加工製品を得るためには、
この発明に係る研削加工方法においては、下記の条件を
満足する必要がある。
この発明に係る研削加工方法においては、下記の条件を
満足する必要がある。
■ 研削抵抗の水平成分(Ft)、研削抵抗の垂直成分
(Fn)とすればF n / F t≧3であること。
(Fn)とすればF n / F t≧3であること。
かかる条件は、F n / F t≧3の条件下におい
て十分有効な工作物の塑性流動性が得られるために必要
である。
て十分有効な工作物の塑性流動性が得られるために必要
である。
■ 研削点温度が800°C以上であること。
かかる条件は、■と同様の点で必要であるが、この研削
点温度は材料の降伏現象が生じる温度域の下限を示すも
のであり、工作物の組成や製造条件に依存するものであ
る。
点温度は材料の降伏現象が生じる温度域の下限を示すも
のであり、工作物の組成や製造条件に依存するものであ
る。
■ 砥石の砥粒粒度が平均粒径で10−以下であること
及びその集中度が150以上であることおよびその結合
剤が好ましくは有機物系であること。
及びその集中度が150以上であることおよびその結合
剤が好ましくは有機物系であること。
かかる条件は、砥粒粒度が平均粒度10μを越えると研
削点における工作物/砥粒切刃の接触面積が大きくなり
十分な塑性流動性が得られないからである。このことは
例えば定性的には今中が(「硬脆材料の基本的特性とそ
の加工技術」、最新ファインセラミック技術、工業調査
全編・刊、PP196 ) 、第2図に示す材料への圧
子の静的押込み時における変形挙動に見られる様に砥粒
粒度が大きい、すなわち砥粒切刃先端の曲率半径が大き
い場合は材料に塑性ひずみを生じさせることなくクラン
クを発生させる可能性があることからも十分な塑性流動
性が得られない。一方、集中度が150未満であればや
はり十分な塑性流動性が得られない。このことは、例え
ば定性的には同様に今中が示している様に、集中度が1
50未満であれば加工中の作用砥粒数が減少し砥粒切刃
先端の曲率半径は小さいが砥粒切刃/工作物の接触圧力
が高くなり塑性ひずみを伴うクランクを発生させる可能
性があることから十分な塑性流動性が得られない。
削点における工作物/砥粒切刃の接触面積が大きくなり
十分な塑性流動性が得られないからである。このことは
例えば定性的には今中が(「硬脆材料の基本的特性とそ
の加工技術」、最新ファインセラミック技術、工業調査
全編・刊、PP196 ) 、第2図に示す材料への圧
子の静的押込み時における変形挙動に見られる様に砥粒
粒度が大きい、すなわち砥粒切刃先端の曲率半径が大き
い場合は材料に塑性ひずみを生じさせることなくクラン
クを発生させる可能性があることからも十分な塑性流動
性が得られない。一方、集中度が150未満であればや
はり十分な塑性流動性が得られない。このことは、例え
ば定性的には同様に今中が示している様に、集中度が1
50未満であれば加工中の作用砥粒数が減少し砥粒切刃
先端の曲率半径は小さいが砥粒切刃/工作物の接触圧力
が高くなり塑性ひずみを伴うクランクを発生させる可能
性があることから十分な塑性流動性が得られない。
■ 前加工の研削加工を砥粒粒度が平均粒径で5Q4以
下及びその集中度が75以上であること及びその砥石切
込み量が平均粒径の1710以下であること。
下及びその集中度が75以上であること及びその砥石切
込み量が平均粒径の1710以下であること。
かかる条件は、前加工における残留クラックの寸法及び
発生個数を抑制しクランク埋没効果による加工後の製品
の特性、信転性を向上させるために必要な条件となる。
発生個数を抑制しクランク埋没効果による加工後の製品
の特性、信転性を向上させるために必要な条件となる。
■ 最終仕上げ加工の鏡面研削加工は砥石切込み量が砥
石の砥粒粒度の2倍以上であること。
石の砥粒粒度の2倍以上であること。
かかる条件は、砥石切込み量が砥粒粒度の2倍以上であ
れば十分な塑性流動性が得られるためである。
れば十分な塑性流動性が得られるためである。
以上述べてきた塑性流動性の詳細なメカニズムは定かで
はないが、研削加工時に工作物に付与される熱的及び機
械的な負荷により粒界相の軟化とともに例えば幾原ら(
日本セラミック協会1990年夏期年会予稿集P、46
1 )がSi3Na材料の高温クリープ時の微構造解析
でも知見を述べている様に5ixN4結晶粒内に導入さ
れる転位等の欠陥の集積が結晶粒の変形や物質拡散を生
しさせることや、熱的負荷により反応性が促進させるこ
となどにより新たなアモルファス層を析出させるのでは
ないかと考えられる。
はないが、研削加工時に工作物に付与される熱的及び機
械的な負荷により粒界相の軟化とともに例えば幾原ら(
日本セラミック協会1990年夏期年会予稿集P、46
1 )がSi3Na材料の高温クリープ時の微構造解析
でも知見を述べている様に5ixN4結晶粒内に導入さ
れる転位等の欠陥の集積が結晶粒の変形や物質拡散を生
しさせることや、熱的負荷により反応性が促進させるこ
となどにより新たなアモルファス層を析出させるのでは
ないかと考えられる。
イミド分解法により得られたα−3izNa粉末(α化
率=96%、平均粒径o、5−1酸素量1.45in1
0)92重量%、及びY2O,粉末(平均粒径0.9u
) 、A j! Z Oz粉末(平均粒径o、5Ilr
B)を各々5.3重量%よりなる原料粉末をナイロン製
のボールミルにより100時間、エチルアルコール中で
湿式混合、及び乾燥した混合粉末を10100X100
X20の板状にCIP成形(圧力3000 kg/cm
2) した。、二の成形体をN2ガス5気圧、1750
°CX10時間焼結した後、さらに1700°CX1時
間1000気圧N2ガス雰囲気中でHIP処理を実施し
た。この焼結体の寸法ば80X80X16m3であった
。この焼結体の上下面(80X80の面)を研削加工し
、8o×80×12閣3の板状製品を作製した。この加
工方法についてはこの発明に係る下記の手法を用いた。
率=96%、平均粒径o、5−1酸素量1.45in1
0)92重量%、及びY2O,粉末(平均粒径0.9u
) 、A j! Z Oz粉末(平均粒径o、5Ilr
B)を各々5.3重量%よりなる原料粉末をナイロン製
のボールミルにより100時間、エチルアルコール中で
湿式混合、及び乾燥した混合粉末を10100X100
X20の板状にCIP成形(圧力3000 kg/cm
2) した。、二の成形体をN2ガス5気圧、1750
°CX10時間焼結した後、さらに1700°CX1時
間1000気圧N2ガス雰囲気中でHIP処理を実施し
た。この焼結体の寸法ば80X80X16m3であった
。この焼結体の上下面(80X80の面)を研削加工し
、8o×80×12閣3の板状製品を作製した。この加
工方法についてはこの発明に係る下記の手法を用いた。
12mmの仕上げ厚みに対し#200のレジンボンドダ
イヤモンド砥石(集中度100、外径150鵬、砥石幅
10m)により研削条件として砥石周速1700a+ノ
分、水溶性研削液、スパークアウト研削回数10回を用
いて加工取代残り15nまで研削加工を実施した。その
後加工取代残り2〜5廂まで#800のレジンボンドダ
イヤモンド砥石(集中度125、外径158m+、砥石
幅10+m++)により研削条件として、砥石周速17
00m/分、砥石切込量2圓/回、砥石送り量3m/回
、テーブル送り速度6m/分、水溶性研削液、スパーク
アウト研削回数20回を用いて研削加工を実施加工を実
施した。この時点での製品の加工面粗度を測定した結果
はRmax=0.4−であった。さらに、最終の鏡面研
削加工は#2000のレジンボンドダイヤモンド砥石(
集中度20G、外径150m、砥石幅5m+)により研
削条件として砥石周速2300m/分、砥石切込量10
Ina/回、砥石送り量1閤/回、テーブル送り速度6
−7分、水溶性研削液、スパークアウト研削回数50回
を用いて実施した。
イヤモンド砥石(集中度100、外径150鵬、砥石幅
10m)により研削条件として砥石周速1700a+ノ
分、水溶性研削液、スパークアウト研削回数10回を用
いて加工取代残り15nまで研削加工を実施した。その
後加工取代残り2〜5廂まで#800のレジンボンドダ
イヤモンド砥石(集中度125、外径158m+、砥石
幅10+m++)により研削条件として、砥石周速17
00m/分、砥石切込量2圓/回、砥石送り量3m/回
、テーブル送り速度6m/分、水溶性研削液、スパーク
アウト研削回数20回を用いて研削加工を実施加工を実
施した。この時点での製品の加工面粗度を測定した結果
はRmax=0.4−であった。さらに、最終の鏡面研
削加工は#2000のレジンボンドダイヤモンド砥石(
集中度20G、外径150m、砥石幅5m+)により研
削条件として砥石周速2300m/分、砥石切込量10
Ina/回、砥石送り量1閤/回、テーブル送り速度6
−7分、水溶性研削液、スパークアウト研削回数50回
を用いて実施した。
本加工中の研削抵抗をキスラー社製の抵抗測定装置を用
いて測定しF n / F tを測定したところ4゜2
であった。これにより得られた製品の加工面粗度はRm
ax−0,03−であった。またこの製品の表面を測定
試料としてX線回折により結晶相の測定を、ESCAに
より表面層の元素の結合状態を調査した結果X線回折結
果からはβ−3i3N、の結晶相以外には結晶相は観察
されなかった。
いて測定しF n / F tを測定したところ4゜2
であった。これにより得られた製品の加工面粗度はRm
ax−0,03−であった。またこの製品の表面を測定
試料としてX線回折により結晶相の測定を、ESCAに
より表面層の元素の結合状態を調査した結果X線回折結
果からはβ−3i3N、の結晶相以外には結晶相は観察
されなかった。
一方ESCAの分析結果からは5i−0の結合エネルギ
ーピークが観察され、X線回折より得られる情報が表面
下数104の深さまで測定されていることを考慮すれば
表面層として5i−0の結合を主としたアモルファス層
が析出されていることが確認された。
ーピークが観察され、X線回折より得られる情報が表面
下数104の深さまで測定されていることを考慮すれば
表面層として5i−0の結合を主としたアモルファス層
が析出されていることが確認された。
[比較例]
この発明に係る加工方法と同様の加工方法により#80
0のレジンボンドダイヤモンド砥石による研削加工まで
実施した後残部の取代分を#20OOの遊離砥粒による
ラッピング加工を40時間行った。加工後の面粗度は最
大高さ粗さで0.08nmであった。これを本発明の手
法と同様の手法により表面分析を行った結果、X線回折
結果は全く同様の結果を示しており、またESCAの結
果からは5i−0の明確な結合エネルギービークは観察
されなかった。
0のレジンボンドダイヤモンド砥石による研削加工まで
実施した後残部の取代分を#20OOの遊離砥粒による
ラッピング加工を40時間行った。加工後の面粗度は最
大高さ粗さで0.08nmであった。これを本発明の手
法と同様の手法により表面分析を行った結果、X線回折
結果は全く同様の結果を示しており、またESCAの結
果からは5i−0の明確な結合エネルギービークは観察
されなかった。
以上、この発明に係る加工方法と比較例による加工方法
により得られた製品より最終加工面が引張面になる様に
JISR1601m拠の抗折試験を30本切出し加工行
い加工面の評価に供した。
により得られた製品より最終加工面が引張面になる様に
JISR1601m拠の抗折試験を30本切出し加工行
い加工面の評価に供した。
その結果を以下に示す。
以上の結果よりこの発明により加工された製品は強度、
信転性の点及び経済性の面で十分実用化できる加工法で
あることが明らかとなった。
信転性の点及び経済性の面で十分実用化できる加工法で
あることが明らかとなった。
以上のように、この発明によると、強度、信顧性の点及
び経済性の点において十分に満足することができるSi
3N4系セラミックスの加工製品を得ることができる。
び経済性の点において十分に満足することができるSi
3N4系セラミックスの加工製品を得ることができる。
第1図はSi3N4材料の高温領域における塑性流動性
を用いた鏡面研削加工の概念図、第2図は圧子の静的押
込み時における材料の変形挙動を示す概念図である。 特許出願人 住友電気工業株式会社 同
を用いた鏡面研削加工の概念図、第2図は圧子の静的押
込み時における材料の変形挙動を示す概念図である。 特許出願人 住友電気工業株式会社 同
Claims (7)
- (1)被削物と砥粒との接触圧力が被削物の硬さよりも
大きく、かつ被削物と砥粒との接触点における温度が、
被削物の表面に塑性流動層を生じる温度以上である条件
において研削加工を行うSi_3N_4系セラミックス
の研削加工方法。 - (2)研削抵抗の水平成分(Ft)と研削抵抗の垂直成
分(Fn)が、Fn/Ft≧3の関係を満足する請求項
(1)記載のSi_3N_4系セラミックスの研削加工
方法。 - (3)請求項(1)記載の接触点の温度が800℃以上
であるSi_3N_4系セラミックスの研削加工方法。 - (4)砥粒粒度が平均粒径で10μm以下で、集中度が
150以上の砥石を使用して行う請求項(1)記載のS
i_3N_4系セラミックスの研削加工方法。 - (5)請求項(1)記載の研削加工方法によって得られ
る加工表面粗度が最大高さ粗さにおいてRmax<0.
1μmであり、その曲げ強度が100kg/mm^2以
上であるSi_3N_4系セラミックスの加工製品。 - (6)Si_3N_4あるいはサイアロン母材の表面に
研削加工によりSiを主成分とするアモルファス層が厚
さ10μm以下の範囲に析出している請求項(5)記載
のSi_3N_4系セラミックスの加工製品。 - (7)加工表面を引張面とする平均抗折強度がJISR
1601準拠の4点曲げにおいて100kg/mm^2
以上である請求項(5)記載のSi_3N_4系セラミ
ックスの加工製品。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2238479A JPH04115859A (ja) | 1990-09-06 | 1990-09-06 | Si↓3N↓4系セラミックスの研削加工方法及びその加工製品 |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP2238479A JPH04115859A (ja) | 1990-09-06 | 1990-09-06 | Si↓3N↓4系セラミックスの研削加工方法及びその加工製品 |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPH04115859A true JPH04115859A (ja) | 1992-04-16 |
Family
ID=17030855
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP2238479A Pending JPH04115859A (ja) | 1990-09-06 | 1990-09-06 | Si↓3N↓4系セラミックスの研削加工方法及びその加工製品 |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPH04115859A (ja) |
Cited By (3)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
EP0567686A2 (en) * | 1992-05-01 | 1993-11-03 | Sumitomo Electric Industries, Limited | Method of machining silicon nitride ceramics and silicon nitride ceramics products |
US5817245A (en) * | 1995-04-10 | 1998-10-06 | Honda Giken Kogyo Kabushiki Kaisha | Method of and apparatus for tribochemically finishing ceramic workpiece |
CN103707133A (zh) * | 2013-12-17 | 2014-04-09 | 湘潭大学 | 一种工程陶瓷高效低损伤的高静液压磨削方法 |
-
1990
- 1990-09-06 JP JP2238479A patent/JPH04115859A/ja active Pending
Cited By (6)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
EP0567686A2 (en) * | 1992-05-01 | 1993-11-03 | Sumitomo Electric Industries, Limited | Method of machining silicon nitride ceramics and silicon nitride ceramics products |
EP0567686A3 (ja) * | 1992-05-01 | 1994-03-23 | Sumitomo Electric Industries | |
US5584745A (en) * | 1992-05-01 | 1996-12-17 | Sumitomo Electric Industries, Ltd. | Method of machining silicon nitride ceramics and silicon nitride ceramics products |
US5605494A (en) * | 1992-05-01 | 1997-02-25 | Sumitomo Electric Industries, Ltd. | Facility for grinding silicon nitride ceramic workpiece |
US5817245A (en) * | 1995-04-10 | 1998-10-06 | Honda Giken Kogyo Kabushiki Kaisha | Method of and apparatus for tribochemically finishing ceramic workpiece |
CN103707133A (zh) * | 2013-12-17 | 2014-04-09 | 湘潭大学 | 一种工程陶瓷高效低损伤的高静液压磨削方法 |
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