JPH09157783A - 耐熱金属繊維焼結体 - Google Patents
耐熱金属繊維焼結体Info
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- JPH09157783A JPH09157783A JP8241094A JP24109496A JPH09157783A JP H09157783 A JPH09157783 A JP H09157783A JP 8241094 A JP8241094 A JP 8241094A JP 24109496 A JP24109496 A JP 24109496A JP H09157783 A JPH09157783 A JP H09157783A
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- F28—HEAT EXCHANGE IN GENERAL
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Abstract
(57)【要約】
【課題】５００℃〜１０００℃の高温大気雰囲気条件下
で良好かつ安定した機械的性質を備えた耐熱金属繊維焼
結体を提供する。 【解決手段】金属繊維焼結体であって、該焼結体の繊維
がＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板を巻
いたコイル材の端面を旋削することにより作られた繊維
からなり、このＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス
鋼繊維が所定の厚さに集積され、焼結されている。
で良好かつ安定した機械的性質を備えた耐熱金属繊維焼
結体を提供する。 【解決手段】金属繊維焼結体であって、該焼結体の繊維
がＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板を巻
いたコイル材の端面を旋削することにより作られた繊維
からなり、このＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス
鋼繊維が所定の厚さに集積され、焼結されている。
Description
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は金属繊維焼結体とり
わけ高温耐久性を備えた金属繊維焼結体に関するもので
ある。
わけ高温耐久性を備えた金属繊維焼結体に関するもので
ある。
【０００２】
【従来の技術】金属繊維焼結体は、所定の長さの金属繊
維(工業的には伸線法により製造されることが多い)を集
積したウエブを、加熱焼結することで作られている。こ
うした金属繊維焼結体は種々の用途に使用されている
が、なかでも、ステンレス鋼繊維焼結体はすぐれた耐食
性を備えているため、フィルタなど多くの用途に使用さ
れている。特に最近では、環境保全の要求に加えて、省
エネルギー対策（熱効率の向上）として高温領域での多
孔体の利用が要求されてきており、この分野でもステン
レス鋼繊維焼結体が用いられつつある。しかし、従来の
ステンレス鋼繊維焼結体は材質的にＳＵＳ３０４やＳＵ
Ｓ３１６であったため、使用可能温度はせいぜい約５０
０℃が限界であり、いまだ耐熱性に劣るという問題があ
った。この対策として、セラミック圧粉焼結体が用いら
れているが、耐熱性は優れているものの機械的強度が低
く、脆く、しかもコストが高いなどの欠点があるため、
実用性が乏しかった。
維(工業的には伸線法により製造されることが多い)を集
積したウエブを、加熱焼結することで作られている。こ
うした金属繊維焼結体は種々の用途に使用されている
が、なかでも、ステンレス鋼繊維焼結体はすぐれた耐食
性を備えているため、フィルタなど多くの用途に使用さ
れている。特に最近では、環境保全の要求に加えて、省
エネルギー対策（熱効率の向上）として高温領域での多
孔体の利用が要求されてきており、この分野でもステン
レス鋼繊維焼結体が用いられつつある。しかし、従来の
ステンレス鋼繊維焼結体は材質的にＳＵＳ３０４やＳＵ
Ｓ３１６であったため、使用可能温度はせいぜい約５０
０℃が限界であり、いまだ耐熱性に劣るという問題があ
った。この対策として、セラミック圧粉焼結体が用いら
れているが、耐熱性は優れているものの機械的強度が低
く、脆く、しかもコストが高いなどの欠点があるため、
実用性が乏しかった。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】本発明は前記のような
問題点を解消するために創案されたもので、その第１の
目的は、５００℃〜１０００℃の高温大気雰囲気条件下
で良好かつ安定した機械的性質を備えた耐熱金属繊維焼
結体を提供することにある。また、本発明の第２の目的
は、第１の目的に加え、曲げ加工による損傷が少なく、
用途に適した所望の形状に加工することができ、しかも
表面積が大きく、また、外力によく耐え、高温加熱時の
変形が少ない耐熱金属繊維焼結体を提供することにあ
る。
問題点を解消するために創案されたもので、その第１の
目的は、５００℃〜１０００℃の高温大気雰囲気条件下
で良好かつ安定した機械的性質を備えた耐熱金属繊維焼
結体を提供することにある。また、本発明の第２の目的
は、第１の目的に加え、曲げ加工による損傷が少なく、
用途に適した所望の形状に加工することができ、しかも
表面積が大きく、また、外力によく耐え、高温加熱時の
変形が少ない耐熱金属繊維焼結体を提供することにあ
る。
【０００４】
【課題を解決するための手段】上記第１の目的を達成す
るための本発明による耐熱金属繊維焼結体は、Ｆｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板を巻いたコイル
材の端面を旋削することにより製造されたＦｅ−Ｃｒ−
Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維を所定の厚さに集積
し、加熱焼結していることを特徴としている。Ｆｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼はフェライト系である
ため加工性が悪く、オーステナイト系ステンレス鋼の場
合のような連続引抜きによる細線化は困難である。すな
わち、難繊維化材である。このため、従来ではＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレスの繊維は実際上存在せ
ず、したがってまた、この繊維を原料とする繊維焼結体
は製造が不可能視されていたのであった。そこで本発明
者らは、試みにかかるＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステ
ンレス鋼の圧延薄板をコイル状にタイトに巻き、そのコ
イル材の端面を工具で旋削してみた。すると形状と寸法
の揃ったＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の長
繊維が歩留りよく得られた。本発明はこの知見に基づく
もので、かかるコイル材端面切削により製造したＦｅ−
Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維を原料として使
用し、これを集積し、加熱焼結することで耐熱金属繊維
焼結体を得ることに成功したものである。
るための本発明による耐熱金属繊維焼結体は、Ｆｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板を巻いたコイル
材の端面を旋削することにより製造されたＦｅ−Ｃｒ−
Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維を所定の厚さに集積
し、加熱焼結していることを特徴としている。Ｆｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼はフェライト系である
ため加工性が悪く、オーステナイト系ステンレス鋼の場
合のような連続引抜きによる細線化は困難である。すな
わち、難繊維化材である。このため、従来ではＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレスの繊維は実際上存在せ
ず、したがってまた、この繊維を原料とする繊維焼結体
は製造が不可能視されていたのであった。そこで本発明
者らは、試みにかかるＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステ
ンレス鋼の圧延薄板をコイル状にタイトに巻き、そのコ
イル材の端面を工具で旋削してみた。すると形状と寸法
の揃ったＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の長
繊維が歩留りよく得られた。本発明はこの知見に基づく
もので、かかるコイル材端面切削により製造したＦｅ−
Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維を原料として使
用し、これを集積し、加熱焼結することで耐熱金属繊維
焼結体を得ることに成功したものである。
【０００５】本発明におけるＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ
系ステンレス鋼の繊維は、好ましくは、成分組成が重量
比でＣｒ：１７〜２１%、Ａｌ：２．５〜６．５%、ＲＥ
Ｍ：０．０２〜０．２５%を有している。より好ましい
組成は、Ｃ：０．００８%以下、Ｓｉ：１．０%以下、Ｍ
ｎ：１．０%以下、Ｃｒ：１９．０〜２１．０%、Ａｌ：
４．５〜６．０%、ＲＥＭ：０．０６〜０．１２%残部鉄
および不可避的不純物である。さらに、上記Ｆｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維は、５μm/revを越
える工具送り量、好適には１０〜４０μm/reｖの工具送
り量でＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板
を巻いたコイル材の端面を旋削して作られたもので、長
手方向と直角の断面が矩形状ないしこれに類する形状を
有し、幅１０〜１７０μm、厚さ７．５〜１８０μmの箔
状のものが好適である。本発明によるＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維は、直線状である場合のほ
か、波状の凹凸が連続した異形状のものを含む。後者の
場合、繊維同士の絡み合い性がよくなるため、目付分布
（密度）の均一化した耐熱金属繊維焼結体とすることが
できる。それとともに凹凸により表面積を増すことがで
きる。
系ステンレス鋼の繊維は、好ましくは、成分組成が重量
比でＣｒ：１７〜２１%、Ａｌ：２．５〜６．５%、ＲＥ
Ｍ：０．０２〜０．２５%を有している。より好ましい
組成は、Ｃ：０．００８%以下、Ｓｉ：１．０%以下、Ｍ
ｎ：１．０%以下、Ｃｒ：１９．０〜２１．０%、Ａｌ：
４．５〜６．０%、ＲＥＭ：０．０６〜０．１２%残部鉄
および不可避的不純物である。さらに、上記Ｆｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維は、５μm/revを越
える工具送り量、好適には１０〜４０μm/reｖの工具送
り量でＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板
を巻いたコイル材の端面を旋削して作られたもので、長
手方向と直角の断面が矩形状ないしこれに類する形状を
有し、幅１０〜１７０μm、厚さ７．５〜１８０μmの箔
状のものが好適である。本発明によるＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維は、直線状である場合のほ
か、波状の凹凸が連続した異形状のものを含む。後者の
場合、繊維同士の絡み合い性がよくなるため、目付分布
（密度）の均一化した耐熱金属繊維焼結体とすることが
できる。それとともに凹凸により表面積を増すことがで
きる。
【０００６】第２の目的を達成するため本発明による耐
熱金属繊維焼結体は、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステ
ンレス鋼の薄板を巻いたコイル材の端面を旋削すること
により製造されたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレ
ス鋼繊維を所定の厚さに集積し、それを加熱焼結してい
ることに加え、その繊維焼結体が厚さ方向に波状の凹凸
を有していることを特徴としている。この構成によれ
ば、繊維の断面積（繊維幅×繊維厚さ）が微小である場
合にも繊維焼結体を曲げ加工したときに繊維が折れにく
く、したがって、繊維焼結体を小さな半径にクルクルと
巻いたり、厳しい角度に屈曲して使用することができ
る。さらに、凹凸によつて見かけ長さで表面積をかせぐ
ことができ、また高温に加熱されたときに凹凸によって
伸びが細かく分散されるため、膨れなどの変形の発生を
低減することができる。そして、この高温加熱時に凹凸
に垂直な方向から繊維焼結体に外力が作用したときに
も、凹凸により単位平面当りの接触面積が増すため、そ
の外力に耐え得る良好な強度が得られる。
熱金属繊維焼結体は、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステ
ンレス鋼の薄板を巻いたコイル材の端面を旋削すること
により製造されたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレ
ス鋼繊維を所定の厚さに集積し、それを加熱焼結してい
ることに加え、その繊維焼結体が厚さ方向に波状の凹凸
を有していることを特徴としている。この構成によれ
ば、繊維の断面積（繊維幅×繊維厚さ）が微小である場
合にも繊維焼結体を曲げ加工したときに繊維が折れにく
く、したがって、繊維焼結体を小さな半径にクルクルと
巻いたり、厳しい角度に屈曲して使用することができ
る。さらに、凹凸によつて見かけ長さで表面積をかせぐ
ことができ、また高温に加熱されたときに凹凸によって
伸びが細かく分散されるため、膨れなどの変形の発生を
低減することができる。そして、この高温加熱時に凹凸
に垂直な方向から繊維焼結体に外力が作用したときに
も、凹凸により単位平面当りの接触面積が増すため、そ
の外力に耐え得る良好な強度が得られる。
【０００７】上記本発明による耐熱金属繊維焼結体は、
好適には次の工程で作られる。 (1)Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板を
巻いたコイル材の端面を旋削することによってＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊維束を作る。 (2)Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊
維束をロール式切断アッセンブリにより幅方向に展張し
つつ切断することによりＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ス
テンレス鋼長繊維を作る。 (3)ロール式切断アッセンブリを通過直後のＦｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維に落下方向と交差
する方向から気流を作用させることによりコンベア上に
分散落下させてシート状繊維堆積物を作り、このシート
状繊維堆積物をコンベアで移送し、コンベア出口側に設
けた加圧ロールにより圧縮してウエブを作る。 (4)前記ウエブを焼結する。 そして、第２の目的を達成するための繊維焼結体は、さ
らに上記工程の後、平坦状の焼結体を一対の歯形ロール
間に通す工程が付加されることによって作られる。
好適には次の工程で作られる。 (1)Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板を
巻いたコイル材の端面を旋削することによってＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊維束を作る。 (2)Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊
維束をロール式切断アッセンブリにより幅方向に展張し
つつ切断することによりＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ス
テンレス鋼長繊維を作る。 (3)ロール式切断アッセンブリを通過直後のＦｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維に落下方向と交差
する方向から気流を作用させることによりコンベア上に
分散落下させてシート状繊維堆積物を作り、このシート
状繊維堆積物をコンベアで移送し、コンベア出口側に設
けた加圧ロールにより圧縮してウエブを作る。 (4)前記ウエブを焼結する。 そして、第２の目的を達成するための繊維焼結体は、さ
らに上記工程の後、平坦状の焼結体を一対の歯形ロール
間に通す工程が付加されることによって作られる。
【０００８】本発明による耐熱金属繊維焼結体はＦｅ−
Ｃｒ−Ａｌ系ステンレス鋼の繊維からなつているため、
高温大気中において表面がクロム酸化物Ｃｒ2Ｏ3やアル
ミナＡｌ2Ｏ3によりコーティングされる。すなわち、７
００℃以下の温度では ２(Ｆｅ，Ｃｒ，Ａｌ)＋４.５Ｏ2→Ｆｅ2Ｏ3＋Ｃｒ2Ｏ3
＋Ａｌ2Ｏ3 の反応により、また７００℃以上の温度では、 Ｆｅ2Ｏ3＋２Ａｌ→Ａｌ2Ｏ3＋２Ｆｅ の反応によりそれぞれ耐久性被膜が生成する。しかも、
組成としてＲＥＭ（Ｌａ，Ｙ，Ｃｅなどの希土類元素）
が添加されているため、繊維幅（コイル材の板厚に対
応）が１ｍｍ以下という微小なものであっても、高温で
のアルミナ皮膜の安定性が向上させられる。しかも繊維
は厚さ一定のコイル材の端面を旋削して作られているこ
とから、形状、寸法も揃っており、個体差の少ない金属
繊維焼結体とすることができる。したがって、本発明の
耐熱金属繊維焼結体によれば、５００℃以上、約１００
０℃までの高温大気雰囲気で良好な多孔性と構機械的特
性を発揮することができる。
Ｃｒ−Ａｌ系ステンレス鋼の繊維からなつているため、
高温大気中において表面がクロム酸化物Ｃｒ2Ｏ3やアル
ミナＡｌ2Ｏ3によりコーティングされる。すなわち、７
００℃以下の温度では ２(Ｆｅ，Ｃｒ，Ａｌ)＋４.５Ｏ2→Ｆｅ2Ｏ3＋Ｃｒ2Ｏ3
＋Ａｌ2Ｏ3 の反応により、また７００℃以上の温度では、 Ｆｅ2Ｏ3＋２Ａｌ→Ａｌ2Ｏ3＋２Ｆｅ の反応によりそれぞれ耐久性被膜が生成する。しかも、
組成としてＲＥＭ（Ｌａ，Ｙ，Ｃｅなどの希土類元素）
が添加されているため、繊維幅（コイル材の板厚に対
応）が１ｍｍ以下という微小なものであっても、高温で
のアルミナ皮膜の安定性が向上させられる。しかも繊維
は厚さ一定のコイル材の端面を旋削して作られているこ
とから、形状、寸法も揃っており、個体差の少ない金属
繊維焼結体とすることができる。したがって、本発明の
耐熱金属繊維焼結体によれば、５００℃以上、約１００
０℃までの高温大気雰囲気で良好な多孔性と構機械的特
性を発揮することができる。
【０００９】しかも、本発明の耐熱金属繊維焼結体は、
優れた導電性を有しているため、高温保持のための特別
な熱源を要さず、直接通電するだけでそれ自体の発熱に
より高温保持を行うことができる利点がある。特に成分
組成を上記のような範囲にした場合には、耐熱皮膜を確
実、安定なものとすることができる。さらに、５μm/re
vを超える工具送り量で端面旋削した場合には、工具送
り量に対する繊維幅の増加比を小さくすることができる
ため、引張り強度のすぐれたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ
系ステンレス鋼繊維となり、これを使用することにより
強度のすぐれた耐熱金属繊維焼結体とすることができ
る。
優れた導電性を有しているため、高温保持のための特別
な熱源を要さず、直接通電するだけでそれ自体の発熱に
より高温保持を行うことができる利点がある。特に成分
組成を上記のような範囲にした場合には、耐熱皮膜を確
実、安定なものとすることができる。さらに、５μm/re
vを超える工具送り量で端面旋削した場合には、工具送
り量に対する繊維幅の増加比を小さくすることができる
ため、引張り強度のすぐれたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ
系ステンレス鋼繊維となり、これを使用することにより
強度のすぐれた耐熱金属繊維焼結体とすることができ
る。
【００１０】本発明による耐熱金属繊維焼結体は、上記
のような高温でのすぐれた各種特性から下記のような用
途に使用することができる。 濾過（フィルタ）用の材料や製品すなわち、圧縮空気
や各種ガスの濾過用部材、蒸気の濾過用部材、液体(た
とえば水、水溶液、電解液、油類、合成樹脂溶解物、金
属溶融物)の濾過用部材など。 分離、濃縮用の材料や製品すなわち、気体(たとえば
混合気体やガス同位体)の分離・濃縮用部材、たとえば
逆浸透法等による液体の分離・濃縮用部材など。通気
用の材料や製品すなわち、粉粒体輸送基盤、エアレーシ
ョン（散気管）、エアロール、エアベアリングで代表さ
れる気体の吹込用部材、通気材、ベント材、真空リーク
弁、真空チャック、通気性金型、耐久鋳型で代表される
気体の逃がし用部材、流体噴射電極、砥粒混合スラリー
噴出用定盤で代表される液体の噴出用部材など。 衝撃吸収用の材料や製品、すなわち空圧機械の消音・
吸音材用部材、圧縮ガスの脈動防止のための干渉材用部
材、防振材、圧縮弾性体、反応触媒のパック材やシール
材、ショックアブソーバなど。 高比表面積を利用した材料や製品すなわち、触媒や触
媒担体で代表される化学反応用部材、センサ、もしくは
電池電極材、吸着材、消炎材などの熱伝導材、熱交換機
エレメント、発熱体など。 毛細管現象を利用する材料や製品、すなわち、炎芯、
吸水ローラなどの液体の移送用部材、発汗冷却材あるい
は加湿機などで代表される液体の供給用部材、ミストオ
イラー、インクローラ、軸受など。 流れ制御用の材料や製品すなわち、分流板、分散板な
ど、あるいは気体境界層の制御用部材など。 なお、以下に本発明の代表的な実施態様を説明するが、
当業者は本発明の範囲から逸脱することなしに種々の変
更ならびに修正が可能となることは明らかである。
のような高温でのすぐれた各種特性から下記のような用
途に使用することができる。 濾過（フィルタ）用の材料や製品すなわち、圧縮空気
や各種ガスの濾過用部材、蒸気の濾過用部材、液体(た
とえば水、水溶液、電解液、油類、合成樹脂溶解物、金
属溶融物)の濾過用部材など。 分離、濃縮用の材料や製品すなわち、気体(たとえば
混合気体やガス同位体)の分離・濃縮用部材、たとえば
逆浸透法等による液体の分離・濃縮用部材など。通気
用の材料や製品すなわち、粉粒体輸送基盤、エアレーシ
ョン（散気管）、エアロール、エアベアリングで代表さ
れる気体の吹込用部材、通気材、ベント材、真空リーク
弁、真空チャック、通気性金型、耐久鋳型で代表される
気体の逃がし用部材、流体噴射電極、砥粒混合スラリー
噴出用定盤で代表される液体の噴出用部材など。 衝撃吸収用の材料や製品、すなわち空圧機械の消音・
吸音材用部材、圧縮ガスの脈動防止のための干渉材用部
材、防振材、圧縮弾性体、反応触媒のパック材やシール
材、ショックアブソーバなど。 高比表面積を利用した材料や製品すなわち、触媒や触
媒担体で代表される化学反応用部材、センサ、もしくは
電池電極材、吸着材、消炎材などの熱伝導材、熱交換機
エレメント、発熱体など。 毛細管現象を利用する材料や製品、すなわち、炎芯、
吸水ローラなどの液体の移送用部材、発汗冷却材あるい
は加湿機などで代表される液体の供給用部材、ミストオ
イラー、インクローラ、軸受など。 流れ制御用の材料や製品すなわち、分流板、分散板な
ど、あるいは気体境界層の制御用部材など。 なお、以下に本発明の代表的な実施態様を説明するが、
当業者は本発明の範囲から逸脱することなしに種々の変
更ならびに修正が可能となることは明らかである。
【００１１】
【発明の実施の形態】図１ないし図３は本発明による耐
熱金属繊維焼結体の例を示しており、図４と図５は本発
明による耐熱金属繊維焼結体を部分的に拡大したものを
示している。符号１は耐熱金属繊維焼結体である。図１
は平板状ないしブロック状としたもの、図２は厚さ方向
で波状の凹凸１ａ，１ｂを連続形成して波板としたもの
を示している。図３は筒状としたものを示している。こ
れはウエブの状態で筒とし焼結したものと、図１や図２
の形状の焼結板を丸めて端部を接合したもののいずれを
も含んでいる。もとよりこれら耐熱金属繊維焼結体１の
形状はあくまでも例であってこれらに限定されるもので
はない。符号１０は耐熱金属繊維焼結体を構成するＦｅ
−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０であ
り、各繊維は接触部が接合されている。図４は後述する
直線状のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊
維１０を用いた場合を示しており、図５は後述する異形
状のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１
０を用いた場合を示している。後者の場合は、繊維同士
の立体的な絡み合いが強くなっている。
熱金属繊維焼結体の例を示しており、図４と図５は本発
明による耐熱金属繊維焼結体を部分的に拡大したものを
示している。符号１は耐熱金属繊維焼結体である。図１
は平板状ないしブロック状としたもの、図２は厚さ方向
で波状の凹凸１ａ，１ｂを連続形成して波板としたもの
を示している。図３は筒状としたものを示している。こ
れはウエブの状態で筒とし焼結したものと、図１や図２
の形状の焼結板を丸めて端部を接合したもののいずれを
も含んでいる。もとよりこれら耐熱金属繊維焼結体１の
形状はあくまでも例であってこれらに限定されるもので
はない。符号１０は耐熱金属繊維焼結体を構成するＦｅ
−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０であ
り、各繊維は接触部が接合されている。図４は後述する
直線状のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊
維１０を用いた場合を示しており、図５は後述する異形
状のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１
０を用いた場合を示している。後者の場合は、繊維同士
の立体的な絡み合いが強くなっている。
【００１２】いずれのＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステ
ンレス鋼長繊維１０も、前述のような耐熱皮膜の生成に
よる耐熱メカニズムを発揮させるため、成分組成とし
て、Ｃｒ：１７．０〜２１．０ｗｔ％、Ａｌ：２．５〜
６．０ｗｔ%を含有し、さらにＲＥＭ：０．０２〜０．
２５ｗｔ％を含有している。ＣｒとＡｌが下限を下回る
含有量では耐熱皮膜の形成が不十分となり、上限を超え
た含有量ではステンレス鋼組織の結晶構造が不安定にな
る。ＲＥＭとしてはＬａ，Ｙ，Ｃｅの１種または２種以
上が用いられる。下限を下回る添加量では酸化皮膜の安
定性を向上することができず、上限を超える添加量は経
済性を損なうため不適当である。代表的なそして好まし
い成分組成例としては、重量比で、Ｃ：０．００８%以
下、Ｓｉ：１．０%以下、Ｍｎ：１．０%以下、Ｃｒ：１
９．０〜２１．０%、Ａｌ：４．５〜６．０%、ＲＥＭ：
０．０６〜０．１２%残部鉄および不可避的不純物であ
る。
ンレス鋼長繊維１０も、前述のような耐熱皮膜の生成に
よる耐熱メカニズムを発揮させるため、成分組成とし
て、Ｃｒ：１７．０〜２１．０ｗｔ％、Ａｌ：２．５〜
６．０ｗｔ%を含有し、さらにＲＥＭ：０．０２〜０．
２５ｗｔ％を含有している。ＣｒとＡｌが下限を下回る
含有量では耐熱皮膜の形成が不十分となり、上限を超え
た含有量ではステンレス鋼組織の結晶構造が不安定にな
る。ＲＥＭとしてはＬａ，Ｙ，Ｃｅの１種または２種以
上が用いられる。下限を下回る添加量では酸化皮膜の安
定性を向上することができず、上限を超える添加量は経
済性を損なうため不適当である。代表的なそして好まし
い成分組成例としては、重量比で、Ｃ：０．００８%以
下、Ｓｉ：１．０%以下、Ｍｎ：１．０%以下、Ｃｒ：１
９．０〜２１．０%、Ａｌ：４．５〜６．０%、ＲＥＭ：
０．０６〜０．１２%残部鉄および不可避的不純物であ
る。
【００１３】図６は本発明のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ
系ステンレス鋼長繊維１０の一例を示しており、図７は
本発明のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊
維１０の他の好適な例を示している。図６においては、
Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０は
ほぼ直線状となっており、図７においては、Ｆｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０は繊維厚さ方
向で凹凸１０ａ，１０ｂが繰り返された波状となってい
る。波は台形状とは限られず、円弧状となっていてもよ
い。また場合によっては波は繊維幅方向に形成されてい
てもよい。このような波状のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ
系ステンレス鋼長繊維１０は、表面積が大きくなる利点
のほか、凹凸１０ａ，１０ｂの存在により繊維同士が絡
みやすくなるため、目付密度が高く、目付分布のバラツ
キの少ないウエブを形成できる利点がある。いずれの繊
維形状の場合も、繊維軸方向と直角の断面形状は、図８
のように四角形に類した断面形状となっており、厚さ方
向の一面（後述する自由生成面）１０１は比較的凹凸の
激しい粗面となつており、これにより表面積が増加され
ている。Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊
維１０は高温での良好な機械的特性を得るため、幅Ｗ：
１０〜１７０μm、厚さｔ：７．５〜１８０μmの範囲
（円換算直径では１０〜１００μm）にある。また、長
さは繊維の絡み合いをよくするため、２０〜２００ｍｍ
のいわゆる長繊維が適している。アスペクト比が５０〜
１００の短繊維では繊維の絡み合いが乏しいため適当と
は言えないからである。
系ステンレス鋼長繊維１０の一例を示しており、図７は
本発明のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊
維１０の他の好適な例を示している。図６においては、
Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０は
ほぼ直線状となっており、図７においては、Ｆｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０は繊維厚さ方
向で凹凸１０ａ，１０ｂが繰り返された波状となってい
る。波は台形状とは限られず、円弧状となっていてもよ
い。また場合によっては波は繊維幅方向に形成されてい
てもよい。このような波状のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ
系ステンレス鋼長繊維１０は、表面積が大きくなる利点
のほか、凹凸１０ａ，１０ｂの存在により繊維同士が絡
みやすくなるため、目付密度が高く、目付分布のバラツ
キの少ないウエブを形成できる利点がある。いずれの繊
維形状の場合も、繊維軸方向と直角の断面形状は、図８
のように四角形に類した断面形状となっており、厚さ方
向の一面（後述する自由生成面）１０１は比較的凹凸の
激しい粗面となつており、これにより表面積が増加され
ている。Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊
維１０は高温での良好な機械的特性を得るため、幅Ｗ：
１０〜１７０μm、厚さｔ：７．５〜１８０μmの範囲
（円換算直径では１０〜１００μm）にある。また、長
さは繊維の絡み合いをよくするため、２０〜２００ｍｍ
のいわゆる長繊維が適している。アスペクト比が５０〜
１００の短繊維では繊維の絡み合いが乏しいため適当と
は言えないからである。
【００１４】本発明の耐熱金属繊維焼結体１は、かかる
Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０を
ランダム、多層クロスなど所望の配向で集積させて目付
量１５０〜４０００ｇ／ｍ2のウエブとし、そのこのウ
ェブを真空あるいは不活性雰囲気中で最高温度９００〜
１３００℃にて１０分〜１０時間加熱することで造られ
たものである。なお、焼結時に密度向上のため荷重を負
荷してもよい。本発明はさらに、焼結後、大気雰囲気中
で温度６００〜１１００℃で２〜１０時間加熱処理して
最終製品としたものを含んでいる。
Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０を
ランダム、多層クロスなど所望の配向で集積させて目付
量１５０〜４０００ｇ／ｍ2のウエブとし、そのこのウ
ェブを真空あるいは不活性雰囲気中で最高温度９００〜
１３００℃にて１０分〜１０時間加熱することで造られ
たものである。なお、焼結時に密度向上のため荷重を負
荷してもよい。本発明はさらに、焼結後、大気雰囲気中
で温度６００〜１１００℃で２〜１０時間加熱処理して
最終製品としたものを含んでいる。
【００１５】本発明の耐熱金属繊維焼結体１の製造工程
についてさらに詳細に説明する。図９はＦｅ−Ｃｒ−Ａ
ｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０の第１の製造工程
を示しており、板厚がたとえば１０〜１５０μmから選
ばれたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板
（箔）１１０を旋削主軸１２にコイル状にタイトに巻回
し、得られたコイル材１１の端面に切削工具１３の刃先
を接触させ、その切削工具１３に旋削主軸１２と平行な
送りを与えつつ旋削主軸１２を回転させるものである。
これにより、多層に巻かれているＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−Ｒ
ＥＭ系ステンレス鋼薄板１１０の各板厚分の層が切削工
具１３により同時旋削される。このため、三次元的に適
度にカールしたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス
の連続繊維束１０’が工具すくい面に沿って後方にとぎ
れなく流出する。この連続繊維束１０’を幅方向に展張
し、所要長さに切断することで図６のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０が得られる。
についてさらに詳細に説明する。図９はＦｅ−Ｃｒ−Ａ
ｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０の第１の製造工程
を示しており、板厚がたとえば１０〜１５０μmから選
ばれたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板
（箔）１１０を旋削主軸１２にコイル状にタイトに巻回
し、得られたコイル材１１の端面に切削工具１３の刃先
を接触させ、その切削工具１３に旋削主軸１２と平行な
送りを与えつつ旋削主軸１２を回転させるものである。
これにより、多層に巻かれているＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−Ｒ
ＥＭ系ステンレス鋼薄板１１０の各板厚分の層が切削工
具１３により同時旋削される。このため、三次元的に適
度にカールしたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス
の連続繊維束１０’が工具すくい面に沿って後方にとぎ
れなく流出する。この連続繊維束１０’を幅方向に展張
し、所要長さに切断することで図６のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０が得られる。
【００１６】一般に金属材料の繊維化には、引抜き法、
溶融紡糸法がある。引抜き法は直径が小さく寸法の揃っ
た繊維が製造できるが、コストが高いのが致命的な問題
である。また、溶融紡糸法は適応材料が限定され、しか
も設備コストと製造コストが高くなる。また、切削法と
して線材を切削する方法では繊維形状は特定ができない
し歩留りも悪い。びびり振動切削法も知られているが、
短繊維しか製造することができないため適切ではない。
本発明で採用したコイル材端面切削法はこうした繊維化
方法に対して生産性、繊維の均一性、コストの面などか
ら優れている。
溶融紡糸法がある。引抜き法は直径が小さく寸法の揃っ
た繊維が製造できるが、コストが高いのが致命的な問題
である。また、溶融紡糸法は適応材料が限定され、しか
も設備コストと製造コストが高くなる。また、切削法と
して線材を切削する方法では繊維形状は特定ができない
し歩留りも悪い。びびり振動切削法も知られているが、
短繊維しか製造することができないため適切ではない。
本発明で採用したコイル材端面切削法はこうした繊維化
方法に対して生産性、繊維の均一性、コストの面などか
ら優れている。
【００１７】前記図９の工程において、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａ
ｌ−ＲＥＭ系ステンレス薄板１１０の厚さと切込み（工
具送り量）を変化させることで様々な寸法の繊維を製造
することができる。すなわち、本発明のＦｅ−Ｃｒ−Ａ
ｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０は、図８に示す繊
維幅ＷがＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼薄板
１１０の板厚に一致し、繊維厚さｔが工具送り量ｓによ
って決定されるからである。上記繊維製造条件は、具体
的には、工具すくい角：１５０〜４５°、切削速度：３
０〜９５ｍ／ｍｉｎ、工具送り量（ｓ）：５〜４０μm
／ｍｉｎから選択すればよい。このうち最も重要なパラ
メータは工具送り量ｓである。これは工具送り量ｓが繊
維の厚さそしてひいては強度に影響を及ぼすからであ
る。すなわち、工具送り量ｓに対する繊維厚さｔの割合
（ｔ／ｓ）を繊維厚さ増加比というが、工具送り量が一
定以下、ことに５μm以下と小さい場合には繊維厚さ増
加比が極端に大きくなる傾向を示す。この繊維厚さ増加
比が大きいことは、加工時の素材変形が大きいことであ
り、このため繊維の自由生成面１０１に切欠きが発生し
て繊維の強度低下を招きやすい。また、繊維厚さを薄く
できないため気孔率および表面積の大きな繊維焼結体が
得られなくなる。したがって、工具送り量ｓは５μm/re
vを超える値とすべきであり、工業的には８μm／rev以
上である。
ｌ−ＲＥＭ系ステンレス薄板１１０の厚さと切込み（工
具送り量）を変化させることで様々な寸法の繊維を製造
することができる。すなわち、本発明のＦｅ−Ｃｒ−Ａ
ｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０は、図８に示す繊
維幅ＷがＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼薄板
１１０の板厚に一致し、繊維厚さｔが工具送り量ｓによ
って決定されるからである。上記繊維製造条件は、具体
的には、工具すくい角：１５０〜４５°、切削速度：３
０〜９５ｍ／ｍｉｎ、工具送り量（ｓ）：５〜４０μm
／ｍｉｎから選択すればよい。このうち最も重要なパラ
メータは工具送り量ｓである。これは工具送り量ｓが繊
維の厚さそしてひいては強度に影響を及ぼすからであ
る。すなわち、工具送り量ｓに対する繊維厚さｔの割合
（ｔ／ｓ）を繊維厚さ増加比というが、工具送り量が一
定以下、ことに５μm以下と小さい場合には繊維厚さ増
加比が極端に大きくなる傾向を示す。この繊維厚さ増加
比が大きいことは、加工時の素材変形が大きいことであ
り、このため繊維の自由生成面１０１に切欠きが発生し
て繊維の強度低下を招きやすい。また、繊維厚さを薄く
できないため気孔率および表面積の大きな繊維焼結体が
得られなくなる。したがって、工具送り量ｓは５μm/re
vを超える値とすべきであり、工業的には８μm／rev以
上である。
【００１８】なお、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステン
レス鋼長繊維１０は一本一本が独立していることが好ま
しい。この対策としては、前記旋削時に繊維同士の凝着
を防止することが適当である。この方法としては、旋削
主軸へ巻き付ける以前に、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系
ステンレス鋼薄板１１０の表面にポリビニールアルコー
ル、ポリアクリル酸などで代表される水溶性樹脂により
皮膜を施し、その皮膜を乾燥固化させて複合薄板とした
ものを使用することが好適である。この場合には、端面
旋削により得られたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステン
レス鋼の連続繊維束１０’を溶解液に浸漬して水溶性樹
脂皮膜を溶解除去し、その後、所要長さに切断し、ウェ
ブ化すればよい。
レス鋼長繊維１０は一本一本が独立していることが好ま
しい。この対策としては、前記旋削時に繊維同士の凝着
を防止することが適当である。この方法としては、旋削
主軸へ巻き付ける以前に、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系
ステンレス鋼薄板１１０の表面にポリビニールアルコー
ル、ポリアクリル酸などで代表される水溶性樹脂により
皮膜を施し、その皮膜を乾燥固化させて複合薄板とした
ものを使用することが好適である。この場合には、端面
旋削により得られたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステン
レス鋼の連続繊維束１０’を溶解液に浸漬して水溶性樹
脂皮膜を溶解除去し、その後、所要長さに切断し、ウェ
ブ化すればよい。
【００１９】次の工程として、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥ
Ｍ系ステンレスの連続繊維束１０’を切断してＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０を作り、そ
れを集積してシート状ないしブロック状のウエブを得
る。このウエブの作成は、従来採用されている乾式法や
湿式法を採用することができる。しかし、これらの方法
は、長繊維を刃物で切断する工程と、その切断した繊維
を分散し堆積させる工程が分離独立していること、刃物
の摩耗がつきまとうこと、しかも繊維を分散する工程が
大掛りであることなどにより、設備コストおよび金属繊
維シート製造コストが高くなり、また装置も大型となる
という問題がある。そこで本発明においてはロール切断
とエアブローを併用した新方式を用いて繊維切断−ウエ
ブ化の連続化を図っている。
Ｍ系ステンレスの連続繊維束１０’を切断してＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０を作り、そ
れを集積してシート状ないしブロック状のウエブを得
る。このウエブの作成は、従来採用されている乾式法や
湿式法を採用することができる。しかし、これらの方法
は、長繊維を刃物で切断する工程と、その切断した繊維
を分散し堆積させる工程が分離独立していること、刃物
の摩耗がつきまとうこと、しかも繊維を分散する工程が
大掛りであることなどにより、設備コストおよび金属繊
維シート製造コストが高くなり、また装置も大型となる
という問題がある。そこで本発明においてはロール切断
とエアブローを併用した新方式を用いて繊維切断−ウエ
ブ化の連続化を図っている。
【００２０】図１０と図１１はこの方式を示しており、
連続繊維束１０’の束軸方向と交差する方向にロール式
切断アッセンブリＡを配している。ロール式切断アッセ
ンブリＡの下方にはこれと交差する方向にコンベア５が
配置されており、そのコンベア５の出口側の端にはウエ
ブ化手段６が配置されている。ウエブ化手段６はこの例
では上下一対の加圧ロールが用いられている。そして、
コンベア５と第３ロール４の間にはブロワで代表される
送風手段７が配置されている。送風手段７は送風口がコ
ンベア５の進行方向と同じ方向に向いている。８は気流
が効果的に作用するように送風手段７に対峙させた衝突
板であり、ステンレス鋼長繊維１０を挟んで反対側に配
されている。この例では、ロール式切断アッセンブリＡ
を２基並列状に配置し、さらに、コンベア５の移動方向
の前後でも２基ずつ配している。
連続繊維束１０’の束軸方向と交差する方向にロール式
切断アッセンブリＡを配している。ロール式切断アッセ
ンブリＡの下方にはこれと交差する方向にコンベア５が
配置されており、そのコンベア５の出口側の端にはウエ
ブ化手段６が配置されている。ウエブ化手段６はこの例
では上下一対の加圧ロールが用いられている。そして、
コンベア５と第３ロール４の間にはブロワで代表される
送風手段７が配置されている。送風手段７は送風口がコ
ンベア５の進行方向と同じ方向に向いている。８は気流
が効果的に作用するように送風手段７に対峙させた衝突
板であり、ステンレス鋼長繊維１０を挟んで反対側に配
されている。この例では、ロール式切断アッセンブリＡ
を２基並列状に配置し、さらに、コンベア５の移動方向
の前後でも２基ずつ配している。
【００２１】ロール式切断アッセンブリＡは、少なくと
も３段のロール群からなっている。たとえば第１段ロー
ル２と、これより下流に配した第２段ロール３および第
３段ロール４からなっている。それら各段ロールは連続
繊維束１０’を束軸と交差する方向で前後から挟持する
ように対峙する少なくともひと組の対ロールから構成さ
れている。それら各ロールは端部が図示しないが架台に
支持されている。第１段ロール２は第２段ロール３と協
働して繊維束を展張するためのものであり、この例で
は、対をなす駆動ロール２ａと従動ロール２ｂの２組か
らなっている。第１段ロール２は繊維幅の小さい場合に
も繊維束の展張をよくするため、さらに１組以上の駆動
ロール２ａと従動ロール２ｂが追加されていてもよい。
しかし繊維幅が広いものである場合には第１段ロール２
は逆に１組の駆動ロール２ａと従動ロール２ｂだけで構
成されていてもよい。この場合、従動ロールは駆動ロー
ル２ａの円弧の異なる部分に当接可能な２本のロールで
あってもよい。第２段ロール３と第３段ロール４は、協
働して繊維束を切断するためのもので、それぞれ１本の
駆動ロール３ａ，４ａとこれと対をなす１本の従動ロー
ル３ｂ，４ｂからなっている。前記駆動ロール２ａ，３
ａ，４ａと従動ロール２ｂ，３ｂ，４ｂは表面が滑らか
な円柱状のものでもよい。しかし、好ましくは、少なく
とも第２段ロール３と第３段ロール４の駆動ロール３
ａ，４ａと従動ロール３ｂ，４ｂは、図１２のように相
互に噛みあい可能な歯部３０，４０が形成されている歯
車ロールないし歯形ロールが好適である。それは、連続
繊維束１０’を確実にグリップし、後述するロール軸間
距離で切断するためである。さらにこれに加え、切断時
に歯部３０，４０の噛みあい隙間にステンレス鋼長繊維
１０が挟まれることにより凹凸１０ａ，１０ｂが連続し
て加工され、図７のような波状のステンレス鋼長繊維１
０を得ることができるからである。歯部３０，４０はあ
まり過度に大きな凹凸を付けると繊維を損傷するおそれ
があるため、モジュールは適当な範囲たとえば、１〜３
程度から適宜選択される。なお、図示するものでは第１
段ロール２は平滑なロールであるが、繊維幅が小さい場
合には第１段ロール２も表面に歯部を有する歯形ロール
としてもよいことはもちろんである。
も３段のロール群からなっている。たとえば第１段ロー
ル２と、これより下流に配した第２段ロール３および第
３段ロール４からなっている。それら各段ロールは連続
繊維束１０’を束軸と交差する方向で前後から挟持する
ように対峙する少なくともひと組の対ロールから構成さ
れている。それら各ロールは端部が図示しないが架台に
支持されている。第１段ロール２は第２段ロール３と協
働して繊維束を展張するためのものであり、この例で
は、対をなす駆動ロール２ａと従動ロール２ｂの２組か
らなっている。第１段ロール２は繊維幅の小さい場合に
も繊維束の展張をよくするため、さらに１組以上の駆動
ロール２ａと従動ロール２ｂが追加されていてもよい。
しかし繊維幅が広いものである場合には第１段ロール２
は逆に１組の駆動ロール２ａと従動ロール２ｂだけで構
成されていてもよい。この場合、従動ロールは駆動ロー
ル２ａの円弧の異なる部分に当接可能な２本のロールで
あってもよい。第２段ロール３と第３段ロール４は、協
働して繊維束を切断するためのもので、それぞれ１本の
駆動ロール３ａ，４ａとこれと対をなす１本の従動ロー
ル３ｂ，４ｂからなっている。前記駆動ロール２ａ，３
ａ，４ａと従動ロール２ｂ，３ｂ，４ｂは表面が滑らか
な円柱状のものでもよい。しかし、好ましくは、少なく
とも第２段ロール３と第３段ロール４の駆動ロール３
ａ，４ａと従動ロール３ｂ，４ｂは、図１２のように相
互に噛みあい可能な歯部３０，４０が形成されている歯
車ロールないし歯形ロールが好適である。それは、連続
繊維束１０’を確実にグリップし、後述するロール軸間
距離で切断するためである。さらにこれに加え、切断時
に歯部３０，４０の噛みあい隙間にステンレス鋼長繊維
１０が挟まれることにより凹凸１０ａ，１０ｂが連続し
て加工され、図７のような波状のステンレス鋼長繊維１
０を得ることができるからである。歯部３０，４０はあ
まり過度に大きな凹凸を付けると繊維を損傷するおそれ
があるため、モジュールは適当な範囲たとえば、１〜３
程度から適宜選択される。なお、図示するものでは第１
段ロール２は平滑なロールであるが、繊維幅が小さい場
合には第１段ロール２も表面に歯部を有する歯形ロール
としてもよいことはもちろんである。
【００２２】繊維束切断−ウエブ化にあたつては、図９
の装置で製造されたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステン
レス鋼の連続繊維束１０’は、図示しない巻取りロール
から、あるいは図９の繊維製造装置から直接複数束が平
行状に第１段ロール２に導かれ、順次下流のロール間に
通される。この状態で、第２段ロール３の回転速度を第
１段ロール２の回転速度よりも相対的に早くする。これ
によりＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続
繊維束１０’は引き伸ばされる。その下流では、第３段
ロール４を第２段ロール３の回転速度よりも相対的に早
い回転速度で回転させる。これにより展張されたＦｅ−
Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊維束１０’
は強制的に引きちぎり切断され、所定長さのＦｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０が同時に多量
にかつ連続的に作られる。それらＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−Ｒ
ＥＭ系ステンレス鋼長繊維群は第３段ロール４の下方で
移動しているコンベア５上に分散落下させられる。そし
て、そのコンベア５に落下中のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥ
Ｍ系ステンレス鋼長繊維１０には、その流れ方向と直角
方向から図１１のように送風手段７から気流が吹き付け
られる。送風手段７の風量は一般に０．５〜２．０Ｎｍ
3／ｓｅｃから選択すればよい。これによりＦｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０は分散してコ
ンベア５に堆積されながら移動される。そしてコンベア
前方のウエブ化手段６によって圧縮される。
の装置で製造されたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステン
レス鋼の連続繊維束１０’は、図示しない巻取りロール
から、あるいは図９の繊維製造装置から直接複数束が平
行状に第１段ロール２に導かれ、順次下流のロール間に
通される。この状態で、第２段ロール３の回転速度を第
１段ロール２の回転速度よりも相対的に早くする。これ
によりＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続
繊維束１０’は引き伸ばされる。その下流では、第３段
ロール４を第２段ロール３の回転速度よりも相対的に早
い回転速度で回転させる。これにより展張されたＦｅ−
Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊維束１０’
は強制的に引きちぎり切断され、所定長さのＦｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０が同時に多量
にかつ連続的に作られる。それらＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−Ｒ
ＥＭ系ステンレス鋼長繊維群は第３段ロール４の下方で
移動しているコンベア５上に分散落下させられる。そし
て、そのコンベア５に落下中のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥ
Ｍ系ステンレス鋼長繊維１０には、その流れ方向と直角
方向から図１１のように送風手段７から気流が吹き付け
られる。送風手段７の風量は一般に０．５〜２．０Ｎｍ
3／ｓｅｃから選択すればよい。これによりＦｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０は分散してコ
ンベア５に堆積されながら移動される。そしてコンベア
前方のウエブ化手段６によって圧縮される。
【００２３】上記第１段ロール２と第２段ロール３と第
３段ロール４の回転速度は、第１段ロール２の回転速度
Ｖ1、第２段ロール３の回転速度Ｖ2、第３段ロールの回
転速度Ｖ3の関係が、Ｖ1：Ｖ2を１：(１.５〜５)とし、
Ｖ2：Ｖ3を１：(５〜２５)とすることが好ましい。第２
段ロール３の回転速度比の下限を１.５としたのは、こ
れを下回る速度比ではＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステ
ンレス鋼の連続繊維束１０’を十分に引き伸ばし、ある
いはさらに部分的に切断する効果が得られないからであ
り、速度比の上限を５にしたのは、これ以上の回転速度
差があるとＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の
連続繊維束１０’がほとんど引きちぎられてしまい、第
３段ロール４に受け渡されなくなってしまうからであ
る。また、第２段ロール３に対する第３段ロール４の速
度比の下限を５としたのは、これ以下では完全な引きち
ぎり切断を行えないからであり、速度比の上限を２５と
したのは、あまり引きちぎり速度が大きいと、切断され
たＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維１０が
飛散し過ぎてコンベア５に所期する目付量で堆積しなく
なったり、ロールに巻き付いてしまったりするからであ
る。なお、第１段ロール２が複数組からなっている場
合、それら各組のロールは同等の回転速度であってもよ
いし、下流側のロールほど適度に速度が早くなっていて
もよい。たとえば、上流のロールの回転速度に対して下
流のロールの回転速度を適宜５〜３０％程度増加すれば
よい。前記第１段ロールの回転速度Ｖ1は下流のロール
のそれを基準としたものである。
３段ロール４の回転速度は、第１段ロール２の回転速度
Ｖ1、第２段ロール３の回転速度Ｖ2、第３段ロールの回
転速度Ｖ3の関係が、Ｖ1：Ｖ2を１：(１.５〜５)とし、
Ｖ2：Ｖ3を１：(５〜２５)とすることが好ましい。第２
段ロール３の回転速度比の下限を１.５としたのは、こ
れを下回る速度比ではＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステ
ンレス鋼の連続繊維束１０’を十分に引き伸ばし、ある
いはさらに部分的に切断する効果が得られないからであ
り、速度比の上限を５にしたのは、これ以上の回転速度
差があるとＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の
連続繊維束１０’がほとんど引きちぎられてしまい、第
３段ロール４に受け渡されなくなってしまうからであ
る。また、第２段ロール３に対する第３段ロール４の速
度比の下限を５としたのは、これ以下では完全な引きち
ぎり切断を行えないからであり、速度比の上限を２５と
したのは、あまり引きちぎり速度が大きいと、切断され
たＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維１０が
飛散し過ぎてコンベア５に所期する目付量で堆積しなく
なったり、ロールに巻き付いてしまったりするからであ
る。なお、第１段ロール２が複数組からなっている場
合、それら各組のロールは同等の回転速度であってもよ
いし、下流側のロールほど適度に速度が早くなっていて
もよい。たとえば、上流のロールの回転速度に対して下
流のロールの回転速度を適宜５〜３０％程度増加すれば
よい。前記第１段ロールの回転速度Ｖ1は下流のロール
のそれを基準としたものである。
【００２４】第１段ロール２と第２段ロール３との回転
速度比により第１段ロール２がピンチロールとして作用
するためＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連
続繊維束１０’は第１段ロール２でクランプされ、第２
段ロール３の相対的に早い回転により第１段ロール２と
第２段ロール３間で軸方向に適度に引き延ばされる。第
１段ロール２が複数組からなっていて相対的に速度差が
ある場合、連続繊維束１０’はここでも徐々に少しずつ
引き延ばされる。次いでＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ス
テンレス鋼の連続繊維束１０’は第２段ロール３から第
３段ロール４に送られるが、第２段ロール３と第３段ロ
ール４の回転速度比は著しく異なる。このため、この段
階では第２段ロール３がピンチロールとして働いてＦｅ
−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼連続繊維束１０’
をクランプし、回転の早い第３段ロール４が前記連続繊
維束１０’を強力に引っ張る。このため、第１段で引き
延ばされた状態のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレ
ス鋼連続繊維束１０’は衝撃的な引張りを受けて強制的
に引きちぎられる。第１段ロール２と第２段ロール３と
の回転速度比は比較的小さいため、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−
ＲＥＭ系ステンレス鋼連続繊維束１０’はカールが伸ば
されたり、脆弱部分にクラックが入れられなど強度低下
が促進されるため、第３段ロール４により確実に、均一
的切断が図られる。切断繊維長さは、基本的には第２段
ロール３と第３段ロール４の軸間距離Ｌであり、この距
離Ｌを設定することにより、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ
系ステンレス鋼長繊維は、２０ｍｍ程度の比較的短い寸
法のものから１００ｍｍを越える比較的長い寸法のもの
まで自在に得ることができる。
速度比により第１段ロール２がピンチロールとして作用
するためＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連
続繊維束１０’は第１段ロール２でクランプされ、第２
段ロール３の相対的に早い回転により第１段ロール２と
第２段ロール３間で軸方向に適度に引き延ばされる。第
１段ロール２が複数組からなっていて相対的に速度差が
ある場合、連続繊維束１０’はここでも徐々に少しずつ
引き延ばされる。次いでＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ス
テンレス鋼の連続繊維束１０’は第２段ロール３から第
３段ロール４に送られるが、第２段ロール３と第３段ロ
ール４の回転速度比は著しく異なる。このため、この段
階では第２段ロール３がピンチロールとして働いてＦｅ
−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼連続繊維束１０’
をクランプし、回転の早い第３段ロール４が前記連続繊
維束１０’を強力に引っ張る。このため、第１段で引き
延ばされた状態のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレ
ス鋼連続繊維束１０’は衝撃的な引張りを受けて強制的
に引きちぎられる。第１段ロール２と第２段ロール３と
の回転速度比は比較的小さいため、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−
ＲＥＭ系ステンレス鋼連続繊維束１０’はカールが伸ば
されたり、脆弱部分にクラックが入れられなど強度低下
が促進されるため、第３段ロール４により確実に、均一
的切断が図られる。切断繊維長さは、基本的には第２段
ロール３と第３段ロール４の軸間距離Ｌであり、この距
離Ｌを設定することにより、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ
系ステンレス鋼長繊維は、２０ｍｍ程度の比較的短い寸
法のものから１００ｍｍを越える比較的長い寸法のもの
まで自在に得ることができる。
【００２５】前記のように切断されたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維群は第３段ロール４の早
い回転による遠心力で分散されつつ自由落下するため、
ランダムな配向でシート状繊維堆積物１００としてコン
ベア５にばらまかれる。しかも、前記第３段ロール４と
コンベア５の間に設けられている送風手段７を作動させ
れば、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維
１０は落下方向と交差する方向からの気流を受けて分散
され、かつ前方に飛ばされて衝突板８に当たったのち自
由落下するため、均一分散される。ロールとして図１２
のような歯車ロールを使用したときには、図７のような
連続した凹凸１０ａ，１０ｂを持つＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−
ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０が第３段ロール４から
落下してエアブローによりコンベア５にばらまかれる。
このため凹凸１０ａ，１０ｂにより繊維同士がよく絡み
合い、密度の高いシート状繊維堆積物１００となる。そ
れとともにシート状繊維堆積物１００の両サイドの薄層
化が抑制される。このため、表面の平滑なロールを用い
た場合に比べて目付分布のバラツキをすくなくとも±５
％以上さらには±１０％程度も少なくすることができ
る。たとえば、平滑なロールを使用した場合に２０％の
目付バラツキがあったときには、歯形ロールの使用によ
りバラツキを１０％にすることができ、目付分布の精度
を高いものとすることができる。
−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維群は第３段ロール４の早
い回転による遠心力で分散されつつ自由落下するため、
ランダムな配向でシート状繊維堆積物１００としてコン
ベア５にばらまかれる。しかも、前記第３段ロール４と
コンベア５の間に設けられている送風手段７を作動させ
れば、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維
１０は落下方向と交差する方向からの気流を受けて分散
され、かつ前方に飛ばされて衝突板８に当たったのち自
由落下するため、均一分散される。ロールとして図１２
のような歯車ロールを使用したときには、図７のような
連続した凹凸１０ａ，１０ｂを持つＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−
ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維１０が第３段ロール４から
落下してエアブローによりコンベア５にばらまかれる。
このため凹凸１０ａ，１０ｂにより繊維同士がよく絡み
合い、密度の高いシート状繊維堆積物１００となる。そ
れとともにシート状繊維堆積物１００の両サイドの薄層
化が抑制される。このため、表面の平滑なロールを用い
た場合に比べて目付分布のバラツキをすくなくとも±５
％以上さらには±１０％程度も少なくすることができ
る。たとえば、平滑なロールを使用した場合に２０％の
目付バラツキがあったときには、歯形ロールの使用によ
りバラツキを１０％にすることができ、目付分布の精度
を高いものとすることができる。
【００２６】前記シート状繊維堆積物１００の厚さはコ
ンベア５の移動速度により任意に調整され、コンベア５
の出口に到ったところでウエブ化手段６としての加圧ロ
ールで厚さ方向で圧縮されてウエブ１’となる。このウ
エブ１’は適宜巻取りロールに巻かれ、これから繰り出
されて切断され、あるいは切断加工後所望形状に加工さ
れる。そして焼結炉に装入され無荷重でまたは荷重を負
荷されながら加熱焼結される。あるいはまた、ウエブ化
手段６の下流に直結した連続焼結装置たとえばトンネル
焼結炉あるいは直接通電式抵抗加熱装置に装入されるこ
とで長い連続ウエブとして焼結される。直接通電式抵抗
加熱装置はＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長
繊維１０が導電性を有している利点を生かすことができ
る。
ンベア５の移動速度により任意に調整され、コンベア５
の出口に到ったところでウエブ化手段６としての加圧ロ
ールで厚さ方向で圧縮されてウエブ１’となる。このウ
エブ１’は適宜巻取りロールに巻かれ、これから繰り出
されて切断され、あるいは切断加工後所望形状に加工さ
れる。そして焼結炉に装入され無荷重でまたは荷重を負
荷されながら加熱焼結される。あるいはまた、ウエブ化
手段６の下流に直結した連続焼結装置たとえばトンネル
焼結炉あるいは直接通電式抵抗加熱装置に装入されるこ
とで長い連続ウエブとして焼結される。直接通電式抵抗
加熱装置はＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長
繊維１０が導電性を有している利点を生かすことができ
る。
【００２７】なお、図１１のように、前記ロール式切断
アッセンブリＡ，Ａをコンベア送り方向で少なくとも２
基直列状に配置したときには、各切断アッセンブリＡ，
Ａに所要本数ずつＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレ
ス鋼の連続繊維束１０’，１０’が送りこまれて引ちぎ
り切断され、コンベア５上に分散落下させられる。それ
により、最上流のシート状繊維堆積物１００の上に、そ
れよりも下流の切断アッセンブリＡで造られたＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維群が分散堆積さ
れるため、目付量の多いウエブを能率よく得ることがで
きる。上記のような繊維製造法とウエブ化法を採用した
ときには、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の
薄板から一貫連続して能率よく、また安価にランダム配
向のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維ウェ
ブを作成することができ、このウエブをそのままあるい
は切断して焼結炉に装入することにより高温特性の優れ
た耐熱金属繊維焼結体を安価に量産することができる。
アッセンブリＡ，Ａをコンベア送り方向で少なくとも２
基直列状に配置したときには、各切断アッセンブリＡ，
Ａに所要本数ずつＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレ
ス鋼の連続繊維束１０’，１０’が送りこまれて引ちぎ
り切断され、コンベア５上に分散落下させられる。それ
により、最上流のシート状繊維堆積物１００の上に、そ
れよりも下流の切断アッセンブリＡで造られたＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維群が分散堆積さ
れるため、目付量の多いウエブを能率よく得ることがで
きる。上記のような繊維製造法とウエブ化法を採用した
ときには、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の
薄板から一貫連続して能率よく、また安価にランダム配
向のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維ウェ
ブを作成することができ、このウエブをそのままあるい
は切断して焼結炉に装入することにより高温特性の優れ
た耐熱金属繊維焼結体を安価に量産することができる。
【００２８】なお、図２のような厚さ方向で波状の凹凸
１ａ，１ｂが連続して形成されたコルゲート状の耐熱金
属繊維焼結体１を得るには、図１３のように一対の歯車
状成形ロール９，９を用い、図１のような平板状の耐熱
金属繊維焼結体１を前記歯車状成形ロール９，９に通せ
ばよく、これにより凹凸１ａ，１ｂが形成される。歯車
の歯はインボリュート歯車のような歯にエッジがあるも
のでなく、曲率のある丸歯が好ましい。前記加工は冷間
で行なってもよいし、温間で行なってもよい。いずれに
しても、本発明の耐熱金属繊維焼結体１は、Ｆｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板１１０のコイル材
１１を端面切削して長繊維とし、これをウエブにし焼結
したものであるから、大気雰囲気下で高温加熱すること
により安定な耐久性酸化被膜が生成され、１０００℃以
下の高温度範囲で十分に耐久性が維持される。
１ａ，１ｂが連続して形成されたコルゲート状の耐熱金
属繊維焼結体１を得るには、図１３のように一対の歯車
状成形ロール９，９を用い、図１のような平板状の耐熱
金属繊維焼結体１を前記歯車状成形ロール９，９に通せ
ばよく、これにより凹凸１ａ，１ｂが形成される。歯車
の歯はインボリュート歯車のような歯にエッジがあるも
のでなく、曲率のある丸歯が好ましい。前記加工は冷間
で行なってもよいし、温間で行なってもよい。いずれに
しても、本発明の耐熱金属繊維焼結体１は、Ｆｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板１１０のコイル材
１１を端面切削して長繊維とし、これをウエブにし焼結
したものであるから、大気雰囲気下で高温加熱すること
により安定な耐久性酸化被膜が生成され、１０００℃以
下の高温度範囲で十分に耐久性が維持される。
【００２９】
実施例１． １）本発明を適用して幅３００ｍｍ×長さ５００ｍｍの
フィルタ用繊維焼結体を得た。厚さは０．７mm〜２．０
ｍｍの範囲のものを各種作った。該焼結体の材料として
は下記の成分組成（ｗｔ％）のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥ
Ｍ系ステンレス鋼薄板を使用した。Ｃ：０．００４％、
Ｓｉ：０．１４％、Ｍｎ：０．１３％、Ｃｒ：２０．０
２％、Ａｌ：４．９％、Ｌａ：０．０８％残部鉄及び不
可避的不純物。
フィルタ用繊維焼結体を得た。厚さは０．７mm〜２．０
ｍｍの範囲のものを各種作った。該焼結体の材料として
は下記の成分組成（ｗｔ％）のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥ
Ｍ系ステンレス鋼薄板を使用した。Ｃ：０．００４％、
Ｓｉ：０．１４％、Ｍｎ：０．１３％、Ｃｒ：２０．０
２％、Ａｌ：４．９％、Ｌａ：０．０８％残部鉄及び不
可避的不純物。
【００３０】２）Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレ
ス鋼薄板は板厚が１０μm、１５μm、２０μm、２５μ
m、３５μm、５０μmと１３５μmの７種を使用した。板
厚５０μmの薄板は未焼鈍材である。母材の引張り強度
は、板厚５０μmの場合、これが未焼鈍材であるため、
クロスヘッド速度に応じて８７５〜１０５６ＭＰａとな
り、板厚１３５μmの場合には６００Ｍｐａと略一定で
あった。薄板はそれぞれ旋削主軸にタイトに巻き付けて
コイル材とし、その端面をバイト（カッター）で連続旋
削して繊維化を行なった。得られたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−
ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊維束を切断してＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維を得しめ、これ
を集積して目付量１２００ｇ／ｍ2のウエブを作成し、
不活性ガスにより分圧を制御した真空雰囲気中で、１１
２０〜１１６０℃、２時間の条件で焼結してステンレス
鋼繊維焼結体を得た。 ２）Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊
維束の切断と目付およびウエブ化は、ロール切断エアレ
ーション方式で行なった。Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系
ステンレス鋼連続繊維束は２本とし、ロール間隔を８０
ｍｍとした。
ス鋼薄板は板厚が１０μm、１５μm、２０μm、２５μ
m、３５μm、５０μmと１３５μmの７種を使用した。板
厚５０μmの薄板は未焼鈍材である。母材の引張り強度
は、板厚５０μmの場合、これが未焼鈍材であるため、
クロスヘッド速度に応じて８７５〜１０５６ＭＰａとな
り、板厚１３５μmの場合には６００Ｍｐａと略一定で
あった。薄板はそれぞれ旋削主軸にタイトに巻き付けて
コイル材とし、その端面をバイト（カッター）で連続旋
削して繊維化を行なった。得られたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−
ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊維束を切断してＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維を得しめ、これ
を集積して目付量１２００ｇ／ｍ2のウエブを作成し、
不活性ガスにより分圧を制御した真空雰囲気中で、１１
２０〜１１６０℃、２時間の条件で焼結してステンレス
鋼繊維焼結体を得た。 ２）Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊
維束の切断と目付およびウエブ化は、ロール切断エアレ
ーション方式で行なった。Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系
ステンレス鋼連続繊維束は２本とし、ロール間隔を８０
ｍｍとした。
【００３１】板厚５０μmと１３５μmの薄板を原料とし
て作ったＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連
続繊維束の切断−ウエブ化には、ロール式切断アッセン
ブリとして、それぞれ径が７０ｍｍで表面が平滑な駆動
および従動ロールを使用した。第１段ロールは２組のロ
ールを上流と下流に配し、上流のロールの回転数を２３
ｒｐｍ、下流のロールの回転数を２８ｒｐｍとした。第
２段ロールは回転数を５６ｒｐｍ、第３段ロールは回転
数を５８０ｒｐｍとし、第２段ロールと第３段ロールの
距離Ｌを８０mmに設定し、ベルトコンベアの速度を１〜
６ｍ／minの範囲で調整し、ベルトコンベアの出口側に
加圧ロールを設置した。エアは吹出し口面積３３ｃｍ2
のブロワーから風量０．９Ｎｍ3／ｓｅｃで吹き付け
た。その結果、繊維長がほぼ９０mmのＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維が第３ロールからランダ
ムな配向に分散され、幅方向で目付量のほぼ均一なウエ
ブが得られた。一定厚さ(結果として、繊維幅に相当す
る)の薄板コイル材を一定の送り(結果として、繊維厚さ
に相当する)で削るため、ステンレス鋼長繊維は、図８
に示された長手方向と直角の断面が長方形に類する形状
をもち、全体形状が図６に示す直線状のものであった。
て作ったＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連
続繊維束の切断−ウエブ化には、ロール式切断アッセン
ブリとして、それぞれ径が７０ｍｍで表面が平滑な駆動
および従動ロールを使用した。第１段ロールは２組のロ
ールを上流と下流に配し、上流のロールの回転数を２３
ｒｐｍ、下流のロールの回転数を２８ｒｐｍとした。第
２段ロールは回転数を５６ｒｐｍ、第３段ロールは回転
数を５８０ｒｐｍとし、第２段ロールと第３段ロールの
距離Ｌを８０mmに設定し、ベルトコンベアの速度を１〜
６ｍ／minの範囲で調整し、ベルトコンベアの出口側に
加圧ロールを設置した。エアは吹出し口面積３３ｃｍ2
のブロワーから風量０．９Ｎｍ3／ｓｅｃで吹き付け
た。その結果、繊維長がほぼ９０mmのＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維が第３ロールからランダ
ムな配向に分散され、幅方向で目付量のほぼ均一なウエ
ブが得られた。一定厚さ(結果として、繊維幅に相当す
る)の薄板コイル材を一定の送り(結果として、繊維厚さ
に相当する)で削るため、ステンレス鋼長繊維は、図８
に示された長手方向と直角の断面が長方形に類する形状
をもち、全体形状が図６に示す直線状のものであった。
【００３２】３）また、板厚１０μm、１５μm、２０μ
m、２５μmおよび３５μmの薄板を原料として作ったＦ
ｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊維束の
切断−ウエブ化には、ロール式切断アッセンブリとし
て、それぞれ駆動および従動ロールとしてそれぞれロー
ル径が３０ｍｍのものを使用した。第１段ロールは２組
の対ロールを上流と下流に配した。それら第１段ロール
と第２段ロールおよび第３段ロールには外周にモジュー
ル２の歯形を設けた歯形ロールを使用し、第２ロールと
第３ロールの軸間距離を４５ｍｍに設定した。回転数と
コンベア速度は上記条件で行なった。その結果、繊維長
が４０mm以下の、断面が長方形状で、かつ図７のように
高さ２ｍｍの台形に類する凹凸が交互に繰り返された形
状のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維が
第３段ロールからランダムな配向に分散され、目付分布
が非常に均一なウエブが得られた。これはステンレス鋼
長繊維の凹凸により絡みやすくなったためである。
m、２５μmおよび３５μmの薄板を原料として作ったＦ
ｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊維束の
切断−ウエブ化には、ロール式切断アッセンブリとし
て、それぞれ駆動および従動ロールとしてそれぞれロー
ル径が３０ｍｍのものを使用した。第１段ロールは２組
の対ロールを上流と下流に配した。それら第１段ロール
と第２段ロールおよび第３段ロールには外周にモジュー
ル２の歯形を設けた歯形ロールを使用し、第２ロールと
第３ロールの軸間距離を４５ｍｍに設定した。回転数と
コンベア速度は上記条件で行なった。その結果、繊維長
が４０mm以下の、断面が長方形状で、かつ図７のように
高さ２ｍｍの台形に類する凹凸が交互に繰り返された形
状のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維が
第３段ロールからランダムな配向に分散され、目付分布
が非常に均一なウエブが得られた。これはステンレス鋼
長繊維の凹凸により絡みやすくなったためである。
【００３３】４）製造した繊維の寸法を測定後、引張強
度測定を行った。図１４は薄板板厚が５０μmの場合
に、工具送り量を変化させて製造した繊維厚さの変化を
測定した結果を示す。図１５は同じく薄板板厚１３５μ
ｍの場合において、工具送り量を変化させて製造した繊
維厚さの変化を測定した結果を示す。工具送り量に対す
る繊維厚さの割合（繊維厚さｔ／工具送り量ｓ）を増加
比とし、５０μm未満の繊維を含めて実験値をまとめて
図１６に示す。繊維厚さは工具送り量に比例していると
考えられたが、工具送り量が一定以下になると増加する
傾向を示した。すなわち、図１６から明らかなように、
工具送り量が１５μｍ／rev以上の時には、増加比は
２．０〜１．０と安定した値を示しているが、工具送り
量がそれより小さくなると増加比が急激に大きくなり、
工具送り量が５μｍ／revと小さい場合には、増加比が
極端に大きくなっている。このように工具送り量が小さ
くなると増加比が大きくなった理由としては、工具送り
量により被削材に接する工具の接触部分が変化するた
め、工具刃先の丸み（刃先角）の影響が大きく現われ、
刃先に対する接触面積が多くなり、実せん断角が小さく
なったためと考えられる。
度測定を行った。図１４は薄板板厚が５０μmの場合
に、工具送り量を変化させて製造した繊維厚さの変化を
測定した結果を示す。図１５は同じく薄板板厚１３５μ
ｍの場合において、工具送り量を変化させて製造した繊
維厚さの変化を測定した結果を示す。工具送り量に対す
る繊維厚さの割合（繊維厚さｔ／工具送り量ｓ）を増加
比とし、５０μm未満の繊維を含めて実験値をまとめて
図１６に示す。繊維厚さは工具送り量に比例していると
考えられたが、工具送り量が一定以下になると増加する
傾向を示した。すなわち、図１６から明らかなように、
工具送り量が１５μｍ／rev以上の時には、増加比は
２．０〜１．０と安定した値を示しているが、工具送り
量がそれより小さくなると増加比が急激に大きくなり、
工具送り量が５μｍ／revと小さい場合には、増加比が
極端に大きくなっている。このように工具送り量が小さ
くなると増加比が大きくなった理由としては、工具送り
量により被削材に接する工具の接触部分が変化するた
め、工具刃先の丸み（刃先角）の影響が大きく現われ、
刃先に対する接触面積が多くなり、実せん断角が小さく
なったためと考えられる。
【００３４】製造されたＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ス
テンレス鋼長繊維は、薄板板厚５０μm、工具送り量１
０μm/revの場合、繊維厚さは平均で１６μｍ（円換算
直径３４μｍ）であった。また同様に薄板板厚１３５μ
m、工具送り量１０μｍ/revの場合には、繊維厚さは平
均で２４μｍ（円換算直径７０μｍ）であった。また、
薄板板厚１５μm、工具送り量１０μm/revの場合、繊維
厚さは平均で１３μm（円換算直径１６μｍ）であっ
た。
テンレス鋼長繊維は、薄板板厚５０μm、工具送り量１
０μm/revの場合、繊維厚さは平均で１６μｍ（円換算
直径３４μｍ）であった。また同様に薄板板厚１３５μ
m、工具送り量１０μｍ/revの場合には、繊維厚さは平
均で２４μｍ（円換算直径７０μｍ）であった。また、
薄板板厚１５μm、工具送り量１０μm/revの場合、繊維
厚さは平均で１３μm（円換算直径１６μｍ）であっ
た。
【００３５】５）次に、板厚５０μmの薄板を工具送り
量１０μm/rev，２０μm/rev，３０μm/revで端面旋削
して製造した三種のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステン
レス鋼長繊維の伸びと引張り強度を図１７と図１８に示
す。クロスヘッド速度すなわち引張り試験時のホルダー
の移動速度が５mm/minの場合、工具送り量２０μm/rev
で製造したＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長
繊維は引張強度が９９５ＭＰａ，工具送り量３０μm/re
vの場合には９４２ＭＰａであり、母材なみの引張強度
が得られた。工具送り量１０μm/revで製造したＦｅ−
Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維は引張強度７
５９ＭＰａであり、母材に比べ約３００ＭＰａ低くなっ
たが、この強度でも十分使用可能である。
量１０μm/rev，２０μm/rev，３０μm/revで端面旋削
して製造した三種のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステン
レス鋼長繊維の伸びと引張り強度を図１７と図１８に示
す。クロスヘッド速度すなわち引張り試験時のホルダー
の移動速度が５mm/minの場合、工具送り量２０μm/rev
で製造したＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長
繊維は引張強度が９９５ＭＰａ，工具送り量３０μm/re
vの場合には９４２ＭＰａであり、母材なみの引張強度
が得られた。工具送り量１０μm/revで製造したＦｅ−
Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維は引張強度７
５９ＭＰａであり、母材に比べ約３００ＭＰａ低くなっ
たが、この強度でも十分使用可能である。
【００３６】６）次に本発明によるＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−
ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維焼結体の伸びと引張り強度を
測定した結果を図１９と図２０に示す。このステンレス
鋼繊維焼結体の厚さは０．７ｍｍである。図１９は薄板
板厚５０μm，工具送り量１０μｍの条件で製造したＦ
ｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維を用いた場
合を示しており、図２０は薄板板厚１３５μｍ、工具送
り量１０μｍの条件で製造したＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥ
Ｍ系ステンレス鋼繊維を用いた場合を示している。前者
の焼結体の場合、空孔率が約７８％であるため、母材の
引張り強度１０５６ＭＰａ（クロスヘッド速度５ｍｍ／
ｍｉｎの場合）に対して焼結体の引張り強度は２７ＭＰ
ａであり、後者の場合、空孔率が約８４％であるため引
張り強度は６〜７ＭＰａである。これは、本発明のステ
ンレス鋼繊維焼結体も多孔質焼結体と同様に強度が空孔
率に依存されるため、見掛け上、低い値を示したものと
考えられる。これは測定値を空孔率ゼロに延長した基地
の引張り強度データがSUS316、SUS304などと比較してほ
ぼ同一範囲内にあったことにより確認された。
ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維焼結体の伸びと引張り強度を
測定した結果を図１９と図２０に示す。このステンレス
鋼繊維焼結体の厚さは０．７ｍｍである。図１９は薄板
板厚５０μm，工具送り量１０μｍの条件で製造したＦ
ｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維を用いた場
合を示しており、図２０は薄板板厚１３５μｍ、工具送
り量１０μｍの条件で製造したＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥ
Ｍ系ステンレス鋼繊維を用いた場合を示している。前者
の焼結体の場合、空孔率が約７８％であるため、母材の
引張り強度１０５６ＭＰａ（クロスヘッド速度５ｍｍ／
ｍｉｎの場合）に対して焼結体の引張り強度は２７ＭＰ
ａであり、後者の場合、空孔率が約８４％であるため引
張り強度は６〜７ＭＰａである。これは、本発明のステ
ンレス鋼繊維焼結体も多孔質焼結体と同様に強度が空孔
率に依存されるため、見掛け上、低い値を示したものと
考えられる。これは測定値を空孔率ゼロに延長した基地
の引張り強度データがSUS316、SUS304などと比較してほ
ぼ同一範囲内にあったことにより確認された。
【００３７】７）次に、本発明によるステンレス鋼繊維
焼結体の使用可能温度範囲を確認する実験を行なった。
これは、薄板板厚５０μm、送り１０μm/revの条件で製
造したＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維を
用いて製造したステンレス鋼繊維焼結体を大気雰囲気中
で６００〜１３００℃、２〜１０時間加熱処理した場合
の重量変化を測定することで行なった。この結果を図２
１に示す。図中の温度は保持温度を示し、保持温度が６
００℃と９００℃の場合、重量増加量は０．０１ｇ以下
であり、焼結繊維の酸化は小さく安定している。保持温
度が１０００℃，１１００℃と上昇すると、保持時間が
長くなるにつれて急激に重量が増加し、約８ｈ保持でほ
ぼ一定状態を示すことが確認された。保持温度が１３０
０℃の場合、１１００℃や１０００℃とは異なり、急激
な重量増加が認められ、その値も１１００℃と比較して
約６倍と大きい値を示し、短時間で一定値を示すことが
確認された。
焼結体の使用可能温度範囲を確認する実験を行なった。
これは、薄板板厚５０μm、送り１０μm/revの条件で製
造したＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維を
用いて製造したステンレス鋼繊維焼結体を大気雰囲気中
で６００〜１３００℃、２〜１０時間加熱処理した場合
の重量変化を測定することで行なった。この結果を図２
１に示す。図中の温度は保持温度を示し、保持温度が６
００℃と９００℃の場合、重量増加量は０．０１ｇ以下
であり、焼結繊維の酸化は小さく安定している。保持温
度が１０００℃，１１００℃と上昇すると、保持時間が
長くなるにつれて急激に重量が増加し、約８ｈ保持でほ
ぼ一定状態を示すことが確認された。保持温度が１３０
０℃の場合、１１００℃や１０００℃とは異なり、急激
な重量増加が認められ、その値も１１００℃と比較して
約６倍と大きい値を示し、短時間で一定値を示すことが
確認された。
【００３８】８）熱処理後に試験片を採取し、引張り強
度試験を行った結果(クロスヘッド速度５mm/min)を図２
２に示す。この結果から、保持温度を６００℃，９００
℃及び１０００℃とした場合の焼結体の引張り強度は約
２３ＭＰａ〜１９ＭＰａの範囲であり、熱処理前の焼結
体の引張り強度すなわち約２６ＭＰａと比べ約３ＭＰａ
〜６ＭＰａの低下で済んでおり、十分な強度を有してい
ることがわかる。しかし、保持温度１１００℃の試験片
の引張り強度は熱処理前の焼結体のそれに対して１／２
以下まで低下している。なお、保持温度１３００℃も試
みたが、この場合には試験片が著しく脆くなり、引張り
強度の測定は不可能であった。これは、高温での基地組
織の酸化が著しいことによるもので、母材は本来１１０
０℃での耐熱性がある材料であるが、切削により肉厚が
小さくなることによって特性が変化したものと考えられ
る。
度試験を行った結果(クロスヘッド速度５mm/min)を図２
２に示す。この結果から、保持温度を６００℃，９００
℃及び１０００℃とした場合の焼結体の引張り強度は約
２３ＭＰａ〜１９ＭＰａの範囲であり、熱処理前の焼結
体の引張り強度すなわち約２６ＭＰａと比べ約３ＭＰａ
〜６ＭＰａの低下で済んでおり、十分な強度を有してい
ることがわかる。しかし、保持温度１１００℃の試験片
の引張り強度は熱処理前の焼結体のそれに対して１／２
以下まで低下している。なお、保持温度１３００℃も試
みたが、この場合には試験片が著しく脆くなり、引張り
強度の測定は不可能であった。これは、高温での基地組
織の酸化が著しいことによるもので、母材は本来１１０
０℃での耐熱性がある材料であるが、切削により肉厚が
小さくなることによって特性が変化したものと考えられ
る。
【００３９】９）熱処理後の試験片をＸ線回析した結
果、焼結体のまま及び保持温度６００℃、９００℃の処
理材には、基地材料（ＦｅとＣｒ）のピークが確認でき
たものの、処理温度が上昇して１１００℃になると基地
材料（ＦｅとＣｒ）のピークが小さくなっていた。１１
００℃ではＦｅとＡｌの酸化物らしきものが若干認めら
れ、１３００℃では基地材料（ＦｅとＣｒ）のピークは
認められず、Ｆｅの酸化物が確認できた。 １０）１０００℃熱処理した試験片の色が白色を帯びて
いることから、アルミナが表面に均一に薄く生成してい
ることが考えられた。そこで、試料表面の酸化物の生成
状況をＥＰＲＭ（Electron Probe Mico Analizer)分析
した結果を図２３（ａ）ないし（ｅ）に示す。図２３
（ａ）に示す熱処理しない焼結体の場合、Ａｌは母材中
に平均的に存在している。保持温度６００℃（図２３
（ｂ））でも母材中にＡｌを確認でき、試験片表面には
アルミナ被膜の生成は認められなかった。保持温度９０
０℃（図２３（ｃ））では、母材中のＡｌは若干減少
し、試験片表面にアルミナが生成しはじめている。保持
温度１１００℃（図２３（ｄ））では、母材中のＡｌは
ほとんどなくなり、試験片表面にアルミナが生成され、
その内側にＣｒの化物が生成されて複合酸化皮膜とな
り、アルミナ皮膜の安定性が変化していることが認めら
れた。保持温度１３００℃（図２３（ｅ））では、試験
片全体が均一に酸化して金属部分は全く残っていないこ
とが確認できた。このことから、このＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維焼結体は１０００℃まで大
気雰囲気中での安定性が示されると考えられる。
果、焼結体のまま及び保持温度６００℃、９００℃の処
理材には、基地材料（ＦｅとＣｒ）のピークが確認でき
たものの、処理温度が上昇して１１００℃になると基地
材料（ＦｅとＣｒ）のピークが小さくなっていた。１１
００℃ではＦｅとＡｌの酸化物らしきものが若干認めら
れ、１３００℃では基地材料（ＦｅとＣｒ）のピークは
認められず、Ｆｅの酸化物が確認できた。 １０）１０００℃熱処理した試験片の色が白色を帯びて
いることから、アルミナが表面に均一に薄く生成してい
ることが考えられた。そこで、試料表面の酸化物の生成
状況をＥＰＲＭ（Electron Probe Mico Analizer)分析
した結果を図２３（ａ）ないし（ｅ）に示す。図２３
（ａ）に示す熱処理しない焼結体の場合、Ａｌは母材中
に平均的に存在している。保持温度６００℃（図２３
（ｂ））でも母材中にＡｌを確認でき、試験片表面には
アルミナ被膜の生成は認められなかった。保持温度９０
０℃（図２３（ｃ））では、母材中のＡｌは若干減少
し、試験片表面にアルミナが生成しはじめている。保持
温度１１００℃（図２３（ｄ））では、母材中のＡｌは
ほとんどなくなり、試験片表面にアルミナが生成され、
その内側にＣｒの化物が生成されて複合酸化皮膜とな
り、アルミナ皮膜の安定性が変化していることが認めら
れた。保持温度１３００℃（図２３（ｅ））では、試験
片全体が均一に酸化して金属部分は全く残っていないこ
とが確認できた。このことから、このＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維焼結体は１０００℃まで大
気雰囲気中での安定性が示されると考えられる。
【００４０】１１）薄板板厚１５μm、工具送り量１０
μm/revの条件で製造したＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系
ステンレス鋼繊維（繊維幅１５μm）を用いて製造した
厚さ１．３ｍｍのステンレス鋼繊維焼結体を大気雰囲気
中で６００〜１３００℃、２〜１０時間で高温酸化処理
したときの処理温度と重量変化の関係を測定した結果を
図２４に示す。この図２４から明らかなように、温度が
上がると重量増加が大きくなり、この寸法の繊維焼結体
では著しい重量増加が生ずる温度は１１００℃であっ
た。これは、繊維幅５０μmの繊維を用いた焼結体の場
合が１３００℃であったことと比較すると約２００℃低
下している。その理由は繊維が微細化することにより試
験片中の単位面積当りの繊維の本数および表面積が増加
したためと考えられる。なお、引張り強さについては、
繊維幅１５μmの繊維焼結体は常温において１８ＭＰａ
であり、繊維幅５０μmの場合よりも低下していた。こ
れは気孔が増加したため見掛け上での強度の低下が現わ
れたためである。したがって、以上を総合すると、本発
明によるＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維
焼結体は１０００℃までの高温大気雰囲気で安定した強
度を保持できることが明らかである。
μm/revの条件で製造したＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系
ステンレス鋼繊維（繊維幅１５μm）を用いて製造した
厚さ１．３ｍｍのステンレス鋼繊維焼結体を大気雰囲気
中で６００〜１３００℃、２〜１０時間で高温酸化処理
したときの処理温度と重量変化の関係を測定した結果を
図２４に示す。この図２４から明らかなように、温度が
上がると重量増加が大きくなり、この寸法の繊維焼結体
では著しい重量増加が生ずる温度は１１００℃であっ
た。これは、繊維幅５０μmの繊維を用いた焼結体の場
合が１３００℃であったことと比較すると約２００℃低
下している。その理由は繊維が微細化することにより試
験片中の単位面積当りの繊維の本数および表面積が増加
したためと考えられる。なお、引張り強さについては、
繊維幅１５μmの繊維焼結体は常温において１８ＭＰａ
であり、繊維幅５０μmの場合よりも低下していた。こ
れは気孔が増加したため見掛け上での強度の低下が現わ
れたためである。したがって、以上を総合すると、本発
明によるＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維
焼結体は１０００℃までの高温大気雰囲気で安定した強
度を保持できることが明らかである。
【００４１】実施例２ 実施例１のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊
維（繊維幅１５μm）を用いて厚さ１．３ｍｍの平坦シ
ート状ステンレス鋼繊維焼結体を製造した。この平坦シ
ート状ステンレス鋼繊維焼結体を、直径７０ｍｍで表面
にモジュール１．５の丸歯を施した一対の歯形ロールに
通して成形し、図２のような波状の凹凸が連続したコル
ゲート状の繊維焼結体を得た。該繊維焼結体は波高さ約
４ｍｍ、波ピッチ約２ｍｍであった。このコルゲート状
の繊維焼結体と平坦な繊維焼結体を曲率半径１０ｍｍに
曲げ加工したところ、後者の繊維焼結体はクラックが発
生したが、前者は全くクラックが発生していなかつた。
また、曲げ加工しないまま、長手方向の一端面（波に垂
直な方向）を下にして直立させ、上下を拘束して大気雰
囲気条件で８００℃で４分間×１０００回（約７０時
間）繰り返し加熱した。その結果、コルゲート状の繊維
焼結体は全く変形が生じなかった。これに対して平坦な
繊維焼結体は中央部分が大きく膨れ変形した。この結果
から、繊維の凹凸と焼結体の凹凸が非常に有効であるこ
とがわかる。
維（繊維幅１５μm）を用いて厚さ１．３ｍｍの平坦シ
ート状ステンレス鋼繊維焼結体を製造した。この平坦シ
ート状ステンレス鋼繊維焼結体を、直径７０ｍｍで表面
にモジュール１．５の丸歯を施した一対の歯形ロールに
通して成形し、図２のような波状の凹凸が連続したコル
ゲート状の繊維焼結体を得た。該繊維焼結体は波高さ約
４ｍｍ、波ピッチ約２ｍｍであった。このコルゲート状
の繊維焼結体と平坦な繊維焼結体を曲率半径１０ｍｍに
曲げ加工したところ、後者の繊維焼結体はクラックが発
生したが、前者は全くクラックが発生していなかつた。
また、曲げ加工しないまま、長手方向の一端面（波に垂
直な方向）を下にして直立させ、上下を拘束して大気雰
囲気条件で８００℃で４分間×１０００回（約７０時
間）繰り返し加熱した。その結果、コルゲート状の繊維
焼結体は全く変形が生じなかった。これに対して平坦な
繊維焼結体は中央部分が大きく膨れ変形した。この結果
から、繊維の凹凸と焼結体の凹凸が非常に有効であるこ
とがわかる。
【００４２】
【発明の効果】以上説明した本発明の請求項１によると
きには、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄
板を巻いたコイル材の端面を旋削することにより作られ
たＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維を所定
の厚さに集積し焼結したので、高温大気雰囲気において
焼結繊維表面がクロム酸化物やアルミナでコーティング
され、したがって１０００℃までの高温大気雰囲気で良
好かつ安定した機械的性質を備えた個体差の少ない焼結
体とすることができ、しかも直接通電して高温保持を行
なえるので、高温フィルタなど高温条件での使用に好適
なものとすることができ、さらに繊維を安価に製造でき
るため製造コストを安価にすることができるなどのすぐ
れた効果が得られる。請求項２と３によれば、耐熱皮膜
を確実で安定したものにすることができるというすぐれ
た効果が得られる。請求項５によれば、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａ
ｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維が波状の凹凸を有する長
繊維であるため、繊維同士の絡み合い性がよく、目付分
布（密度）の均一化した耐熱金属繊維焼結体とすること
ができるというすぐれた効果が得られる。請求項６及び
７によれば、工具送り量に対する繊維厚さの増加比が少
ないため繊維の強度が良好で、引張り強度のよい耐熱金
属繊維焼結体とすることができるというすぐれた効果が
得られる。
きには、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄
板を巻いたコイル材の端面を旋削することにより作られ
たＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維を所定
の厚さに集積し焼結したので、高温大気雰囲気において
焼結繊維表面がクロム酸化物やアルミナでコーティング
され、したがって１０００℃までの高温大気雰囲気で良
好かつ安定した機械的性質を備えた個体差の少ない焼結
体とすることができ、しかも直接通電して高温保持を行
なえるので、高温フィルタなど高温条件での使用に好適
なものとすることができ、さらに繊維を安価に製造でき
るため製造コストを安価にすることができるなどのすぐ
れた効果が得られる。請求項２と３によれば、耐熱皮膜
を確実で安定したものにすることができるというすぐれ
た効果が得られる。請求項５によれば、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａ
ｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維が波状の凹凸を有する長
繊維であるため、繊維同士の絡み合い性がよく、目付分
布（密度）の均一化した耐熱金属繊維焼結体とすること
ができるというすぐれた効果が得られる。請求項６及び
７によれば、工具送り量に対する繊維厚さの増加比が少
ないため繊維の強度が良好で、引張り強度のよい耐熱金
属繊維焼結体とすることができるというすぐれた効果が
得られる。
【００４３】請求項８によれば、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−Ｒ
ＥＭ系ステンレス鋼繊維焼結体が厚さ方向で波状の凹凸
を有しているため、曲げ加工したときに繊維が折れにく
く、小さな半径にクルクルと巻いたり、厳しい角度に屈
曲して使用することができ、さらに、凹凸によつて見か
け長さで表面積をかせぐことができ、また高温に加熱さ
れたときに凹凸によって伸びが細かく分散されるため、
膨れなどの変形の発生を低減することができ、そして、
この高温加熱時に凹凸に垂直な方向から繊維焼結体に外
力が作用したときにも、凹凸により単位平面当りの接触
面積が増すため、その外力に耐え得る良好な強度が得ら
れるというすぐれた効果が得られる。請求項９ないし１
２によれば、１０００℃までの高温大気雰囲気で良好か
つ安定した機械的性質を備えた耐熱金属繊維焼結体を安
価に量産することができるとすることができるというす
ぐれた効果が得られる。請求項１３によれば、繊維同士
の絡み合い性がよく、目付分布（密度）の均一化した耐
熱金属繊維焼結体を安価に量産することができるすぐれ
た効果が得られる。
ＥＭ系ステンレス鋼繊維焼結体が厚さ方向で波状の凹凸
を有しているため、曲げ加工したときに繊維が折れにく
く、小さな半径にクルクルと巻いたり、厳しい角度に屈
曲して使用することができ、さらに、凹凸によつて見か
け長さで表面積をかせぐことができ、また高温に加熱さ
れたときに凹凸によって伸びが細かく分散されるため、
膨れなどの変形の発生を低減することができ、そして、
この高温加熱時に凹凸に垂直な方向から繊維焼結体に外
力が作用したときにも、凹凸により単位平面当りの接触
面積が増すため、その外力に耐え得る良好な強度が得ら
れるというすぐれた効果が得られる。請求項９ないし１
２によれば、１０００℃までの高温大気雰囲気で良好か
つ安定した機械的性質を備えた耐熱金属繊維焼結体を安
価に量産することができるとすることができるというす
ぐれた効果が得られる。請求項１３によれば、繊維同士
の絡み合い性がよく、目付分布（密度）の均一化した耐
熱金属繊維焼結体を安価に量産することができるすぐれ
た効果が得られる。
【図１】本発明による耐熱金属繊維焼結体の一例を示す
斜視図である。
斜視図である。
【図２】本発明による耐熱金属繊維焼結体の他の例を示
す斜視図である。
す斜視図である。
【図３】本発明による耐熱金属繊維焼結体のさらに他の
例を示す斜視図である。
例を示す斜視図である。
【図４】本発明による耐熱金属繊維焼結体の部分的拡大
図である。
図である。
【図５】本発明による耐熱金属繊維焼結体の部分的拡大
図である。
図である。
【図６】本発明に用いられる耐熱金属繊維の一例を示す
拡大斜視図である。
拡大斜視図である。
【図７】本発明に用いられる耐熱金属繊維の他の例を示
す斜視図である。
す斜視図である。
【図８】図６と図７の耐熱金属繊維の拡大断面図であ
る。
る。
【図９】本発明に用いられる耐熱金属繊維の製造状態を
示す説明図である。
示す説明図である。
【図１０】本発明の耐熱金属繊維の製造に用いられるウ
エブ化手段とウエブ化方法の一例を示す部分切欠正面図
である。
エブ化手段とウエブ化方法の一例を示す部分切欠正面図
である。
【図１１】本発明の耐熱金属繊維の製造に用いられるウ
エブ化手段とウエブ化方法の一例を示す側面図である。
エブ化手段とウエブ化方法の一例を示す側面図である。
【図１２】図１１の一部拡大図である。
【図１３】図２に示す耐熱金属繊維焼結体の製作方法を
示す斜視図である。
示す斜視図である。
【図１４】原料として板厚５０μｍのＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼薄板を用いた場合の、工具送り
量と繊維厚さの関係を示す線図である。
−ＲＥＭ系ステンレス鋼薄板を用いた場合の、工具送り
量と繊維厚さの関係を示す線図である。
【図１５】原料として板厚１３５μｍのＦｅ−Ｃｒ−Ａ
ｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼薄板を用いた場合の、工具送
り量と繊維厚さの関係を示す線図である。
ｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼薄板を用いた場合の、工具送
り量と繊維厚さの関係を示す線図である。
【図１６】原料として各種板厚のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−Ｒ
ＥＭ系ステンレス鋼薄板を用いた場合の工具送り量と繊
維厚さの増加比の関係を示す線図である。
ＥＭ系ステンレス鋼薄板を用いた場合の工具送り量と繊
維厚さの増加比の関係を示す線図である。
【図１７】各種工具送り量で製造したＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維の引張り試験時のクロスヘ
ッド速度と伸びの関係を示す線図である。
−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維の引張り試験時のクロスヘ
ッド速度と伸びの関係を示す線図である。
【図１８】各種工具送り量で製造したＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維の引張り試験時のクロスヘ
ッド速度と引張り強度との関係を示す線図である。
−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維の引張り試験時のクロスヘ
ッド速度と引張り強度との関係を示す線図である。
【図１９】繊維幅５０μｍのＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ
系ステンレス鋼繊維のクロスヘッド速度と引張り強さの
関係を示す線図である。
系ステンレス鋼繊維のクロスヘッド速度と引張り強さの
関係を示す線図である。
【図２０】繊維幅１３５μｍのＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥ
Ｍ系ステンレス鋼繊維のクロスヘッド速度と引張り強さ
の関係を示す線図である。
Ｍ系ステンレス鋼繊維のクロスヘッド速度と引張り強さ
の関係を示す線図である。
【図２１】繊維幅５０μmのＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ
系ステンレス鋼繊維を用いた焼結体の高温保持時間と重
量増加量との関係を示す線図である。
系ステンレス鋼繊維を用いた焼結体の高温保持時間と重
量増加量との関係を示す線図である。
【図２２】繊維幅１３５μｍのステンレス鋼繊維焼結体
の高温保持時間と引張り強さの関係を示す線図である。
の高温保持時間と引張り強さの関係を示す線図である。
【図２３】（ａ）は繊維幅５０μmのＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維焼結体の熱処理前のＥＰＭ
Ａ分析線図、（ｂ）は前記ステンレス鋼繊維焼結体を６
００℃で熱処理したときのＥＰＭＡ分析線図、（ｃ）は
同じく９００℃で熱処理したときのＥＰＭＡ分析線図、
（ｄ）は１１００℃で熱処理したときのＥＰＭＡ分析線
図、（ｅ）は１３００℃で熱処理したときのＥＰＭＡ分
析線図である。
−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊維焼結体の熱処理前のＥＰＭ
Ａ分析線図、（ｂ）は前記ステンレス鋼繊維焼結体を６
００℃で熱処理したときのＥＰＭＡ分析線図、（ｃ）は
同じく９００℃で熱処理したときのＥＰＭＡ分析線図、
（ｄ）は１１００℃で熱処理したときのＥＰＭＡ分析線
図、（ｅ）は１３００℃で熱処理したときのＥＰＭＡ分
析線図である。
【図２４】繊維幅１５μmのＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ
系ステンレス鋼繊維を用いた焼結体の高温保持時間と重
量増加量との関係を示す線図である。
系ステンレス鋼繊維を用いた焼結体の高温保持時間と重
量増加量との関係を示す線図である。
１ 耐熱金属繊維焼結体 １’ ウエブ １ａ 凹部 １ｂ 凸部 ２ 第１ロール ３ 第２ロール ４ 第３ロール ７ 送風手段 ９ 歯形成形ロール １０ Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維 １０’ Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連
続束 １０ａ 凹部 １０ｂ 凸部 １１ コイル材 １３ 工具 ２０，３０，４０ 歯部 Ａ ロール式切断アッセンブリ
続束 １０ａ 凹部 １０ｂ 凸部 １１ コイル材 １３ 工具 ２０，３０，４０ 歯部 Ａ ロール式切断アッセンブリ
Claims (13)
- 【請求項１】金属繊維焼結体であって、該焼結体の繊維
がＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板を巻
いたコイル材の端面を旋削することにより作られた繊維
からなり、このＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス
鋼繊維が所定の厚さに集積され、焼結されていることを
特徴とする耐熱金属繊維焼結体。 - 【請求項２】Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼
繊維が、重量比でＣｒ：１７〜２１%、Ａｌ:２．５〜
６．５%、ＲＥＭ：０．０２〜０．２５%残部鉄および不
可避的不純物の組成を有し、幅１０〜１７０μm、厚さ
７．５〜１８０μmの長繊維からなっている請求項１に
記載の耐熱金属繊維焼結体。 - 【請求項３】Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼
繊維の組成が、重量比でＣ：０．００８%以下、Ｓｉ：
１．０%以下、Ｍｎ：１．０%以下、Ｃｒ：１９．０〜２
１．０%、Ａｌ：４．５〜６．０%、ＲＥＭ：０．０６〜
０．１２%残部鉄および不可避的不純物である請求項２
に記載の耐熱金属繊維焼結体。 - 【請求項４】Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼
繊維が、直線状の長繊維である請求項２に記載の耐熱金
属繊維焼結体。 - 【請求項５】Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼
繊維が、波状の凹凸が繊維長手方向で連続した異形状の
長繊維である請求項２に記載の耐熱金属繊維焼結体。 - 【請求項６】Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼
繊維が、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄
板を巻いたコイル材の端面を、５μm/revを超える工具
送り量で旋削することで作られた連続繊維を切断したも
のである請求項１ないし請求項５のいずれかに記載の耐
熱金属繊維焼結体。 - 【請求項７】Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼
繊維が、Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄
板を巻いたコイル材の端面を１０〜４０μm/revの工具
送り量で旋削することにより作られたものである請求項
６に記載の耐熱金属繊維焼結体。 - 【請求項８】金属繊維焼結体が厚さ方向に凹凸のある板
状のものを含む請求項クレーム１に記載の耐熱金属繊維
焼結体。 - 【請求項９】次の工程で作られていることを特徴とする
請求項１に記載の耐熱金属繊維焼結体。 (1)Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板を
巻いたコイル材の端面を旋削することによってＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊維束を作る。 (2)Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊
維束をロール式切断アッセンブリにより幅方向に展張し
つつ切断することによりＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ス
テンレス鋼長繊維を作る。 (3)ロール式切断アッセンブリを通過直後のＦｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維に落下方向と交差
する方向から気流を作用させることによりコンベア上に
分散落下させてシート状繊維堆積物を作り、このシート
状繊維堆積物をコンベアで移送し、コンベア出口側に設
けた加圧ロールにより圧縮してウエブを作る。 (4)前記ウエブを焼結する。 - 【請求項１０】該焼結体が次の工程で作られていること
を特徴とする請求項１に記載の耐熱金属繊維焼結体。 (1)Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の薄板を
巻いたコイル材の端面を旋削することによってＦｅ−Ｃ
ｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊維束を作る。 (2)Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊
維束をロール式切断アッセンブリにより幅方向に展張し
つつ切断することによりＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ス
テンレス鋼長繊維を作る。 (3)ロール式切断アッセンブリを通過直後のＦｅ−Ｃｒ
−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼長繊維に落下方向と交差
する方向から気流を作用させることによりコンベア上に
分散落下させてシート状繊維堆積物を作り、このシート
状繊維堆積物をコンベアで移送し、コンベア出口側に設
けた加圧ロールにより圧縮してウエブを作る。 (4)前記ウエブを焼結して平坦状の焼結体を作り、つい
で、この平坦状の焼結体を一対の歯形ロール間に通すこ
とにより波状の凹凸を成形する。 - 【請求項１１】ロール式切断アッセンブリＡが、少なく
とも２基、コンベアの進行方向で直列状に配置され、そ
れら各ロール式切断アッセンブリＡ，Ａに所要本数ずつ
Ｆｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼の連続繊維束
が送りこまれて引ちぎり切断され、最上流のシート状繊
維堆積物の上に、それより下流のロール式切断アッセン
ブリからのＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステンレス鋼繊
維が分散堆積されるものを含む請求項９または請求項１
０に記載の耐熱金属繊維焼結体。 - 【請求項１２】ロール式切断アッセンブリが、連続繊維
束の束軸方向と交差し連続繊維束を前後から挟む対ロー
ルからなる少なくとも３段のロールを備え、第２段ロー
ルが第１段ロールよりも相対的に早い回転速度で回転さ
れることにより連続繊維束が引き伸ばされ、その下流で
第３段ロールが第２段ロールよりも相対的に早い回転速
度で回転されることにより連続繊維束が強制的に引きち
ぎり切断され多数のＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ−ＲＥＭ系ステン
レス鋼の長繊維が同時製造され、そのＦｅ−Ｃｒ−Ａｌ
−ＲＥＭ系ステンレス鋼の長繊維群は最下流のロールと
コンベアの間に設けられている送風手段により落下方向
と交差する方向から気流を受けて分散され、コンベア上
に分散落下させられる請求項９または請求項１０に記載
の耐熱金属繊維焼結体。 - 【請求項１３】少なくとも第２段ロールと第３段ロール
が表面に歯のついた歯形ロールからなつている請求項１
２に記載の耐熱金属繊維焼結体。
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