JPS5978978A - 高密度相窒化硼素焼結体及びその製造方法 - Google Patents
高密度相窒化硼素焼結体及びその製造方法Info
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- JPS5978978A JPS5978978A JP57188528A JP18852882A JPS5978978A JP S5978978 A JPS5978978 A JP S5978978A JP 57188528 A JP57188528 A JP 57188528A JP 18852882 A JP18852882 A JP 18852882A JP S5978978 A JPS5978978 A JP S5978978A
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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】
本発明は、高硬度、耐摩耗性、靭性、耐熱性及び耐食性
に優れ、一般の鋼及び鋳鉄から峠削材である焼入れ合金
鋼、浸炭材、ステンレス鋼及び高ニッケル合金等の切削
工具並びに軸受、ワークレスト及び線引きダイス等の耐
μΔ粍工具に通した高密度相窒化硼素焼結体及びその製
造方法に関する。
に優れ、一般の鋼及び鋳鉄から峠削材である焼入れ合金
鋼、浸炭材、ステンレス鋼及び高ニッケル合金等の切削
工具並びに軸受、ワークレスト及び線引きダイス等の耐
μΔ粍工具に通した高密度相窒化硼素焼結体及びその製
造方法に関する。
従来の高密度相窒化硼素焼結体は、高密度相窒化硼素と
結合相とから成る焼結体として判断したとき、結合相に
よって大別すると第１に結合相が金属又は合金から成っ
ているもの、第２に結合相が単−化合物又は複合化合物
から成っているもの、第３に結合相が金属又は合金と却
−化合物又は複合化合物とから成っているものとの３種
類がある。
結合相とから成る焼結体として判断したとき、結合相に
よって大別すると第１に結合相が金属又は合金から成っ
ているもの、第２に結合相が単−化合物又は複合化合物
から成っているもの、第３に結合相が金属又は合金と却
−化合物又は複合化合物とから成っているものとの３種
類がある。
この内箱１の結合相から成る焼結体は、結合相の硬度が
低く高温では更に軟化し易いために難削材等の熱発生を
伴う被剛材を切削するときには極端に耐摩耗性が劣ると
云う欠点が有り、第２の結合相から成る焼結体は、結合
相の硬度が高く高温での硬度低下も少ないのに対し靭性
が低く断続的切削条件で使用するとチッピング又は欠損
等を起し易いと云う欠点が有り、第３の結合相から成る
焼結体は、結合相中の金属又は合金の量が多くなると硬
度が低く高温では更に軟化し易く、結合相中の単−化合
物又は複合化合物のＩ、が多くなると硬度が高く靭性が
低下し、単に第１とき１２の中間的特性に有ると云う問
題点がある。
低く高温では更に軟化し易いために難削材等の熱発生を
伴う被剛材を切削するときには極端に耐摩耗性が劣ると
云う欠点が有り、第２の結合相から成る焼結体は、結合
相の硬度が高く高温での硬度低下も少ないのに対し靭性
が低く断続的切削条件で使用するとチッピング又は欠損
等を起し易いと云う欠点が有り、第３の結合相から成る
焼結体は、結合相中の金属又は合金の量が多くなると硬
度が低く高温では更に軟化し易く、結合相中の単−化合
物又は複合化合物のＩ、が多くなると硬度が高く靭性が
低下し、単に第１とき１２の中間的特性に有ると云う問
題点がある。
本発明は、上述のような従来の欠点及び問題点を除去し
、高硬度、耐熱性、耐食性及び高温強度に優れしかも耐
摩耗性及び靭性を共に高めた高密度相窒化硼素焼結体及
びその製造方法である。即ち本発明の高密度相窒化硼素
焼結体は、４０〜８０体ｆ／ｌ ％ ノＣＢＮおよび／
またはＷＢＮと２０−６０体積φの結合相と不可避不純
物から成る焼結体で、この結合相が慎給体全体の体積比
で２〜４０’ｌの（Ｔｉ、Ｗ、Ｔａ ） ＣＮ又は（Ｔ
ｉ、Ｗ、Ｔａ、Ｎｂ ） ＣＮのＢｌ型固溶体と６〜４
０係の駅および／またはＭＮＣ（但し、Ｍは４ａ族遷移
金属の１種以上を示す。）と１〜２０％のＡＭ 、Ｓｔ
、Ｔｉ 、Ｚｒ、Ｈｆの２種以上から成る金鞘間化合
物および／またはｋｌ 、Ｓｔ 、Ｔｉ 、Ｚｒ、Ｈｆ
の１種以上のＰＵ１化物又は硼窒化物と０．３〜２ｏチ
の粒界析出したＷＣを含有している焼結体である。この
ような結合相を有する高密度相窒化硼素焼結体粒子表面
に微細ＷＣ粒子として析出しているためにＣＢＮおよび
／またはＷＢＮと結合相との結合強度を宣めていると共
に結合相内の各粒子間の結合強度も高めると云った焼結
体内の各粒子間の結合媒介的作用を持っていると考えら
れることがら焼結体の靭性及び強度が著しく向上し、又
粒界析出したＷＣが微細粒子であるだめに硬さも高く、
結合相中のＢｌ型固ｍ体と他化合物の窩い硬度と共にｆ
ｌ＋＋ １１粍性の向上にも寄与し、更にＷＣ粒子の析
出反応にｒトつて生じた全屈間化合物および／または４
＆族４移金属硼化物又は硼窒化物が高温における耐摩耗
性を高め、特に４８族遷移金属硼化物又は硼窃化物が高
温における耐摩耗性の向上に寄与している高密度相窒化
硼素焼結体である。しかも、この焼結体の出発原料な超
硬合金又はサーメットの腕体の少なくとも一面に接触さ
せて高温高圧下で・焼結すると焼結体中の各粒子表面に
析出したＷＣが超硬合金又はサーメット中の鉄族金属と
の良好な濡れ性と超硬合金又はサーメット中の炭化物を
主体とした他化合物との表面拡散の容易性から本発明の
焼結体と超硬合金又はサーメットの腕体が緻誓で強固に
固着結合する高密度相窒化硼素焼結体である。
、高硬度、耐熱性、耐食性及び高温強度に優れしかも耐
摩耗性及び靭性を共に高めた高密度相窒化硼素焼結体及
びその製造方法である。即ち本発明の高密度相窒化硼素
焼結体は、４０〜８０体ｆ／ｌ ％ ノＣＢＮおよび／
またはＷＢＮと２０−６０体積φの結合相と不可避不純
物から成る焼結体で、この結合相が慎給体全体の体積比
で２〜４０’ｌの（Ｔｉ、Ｗ、Ｔａ ） ＣＮ又は（Ｔ
ｉ、Ｗ、Ｔａ、Ｎｂ ） ＣＮのＢｌ型固溶体と６〜４
０係の駅および／またはＭＮＣ（但し、Ｍは４ａ族遷移
金属の１種以上を示す。）と１〜２０％のＡＭ 、Ｓｔ
、Ｔｉ 、Ｚｒ、Ｈｆの２種以上から成る金鞘間化合
物および／またはｋｌ 、Ｓｔ 、Ｔｉ 、Ｚｒ、Ｈｆ
の１種以上のＰＵ１化物又は硼窒化物と０．３〜２ｏチ
の粒界析出したＷＣを含有している焼結体である。この
ような結合相を有する高密度相窒化硼素焼結体粒子表面
に微細ＷＣ粒子として析出しているためにＣＢＮおよび
／またはＷＢＮと結合相との結合強度を宣めていると共
に結合相内の各粒子間の結合強度も高めると云った焼結
体内の各粒子間の結合媒介的作用を持っていると考えら
れることがら焼結体の靭性及び強度が著しく向上し、又
粒界析出したＷＣが微細粒子であるだめに硬さも高く、
結合相中のＢｌ型固ｍ体と他化合物の窩い硬度と共にｆ
ｌ＋＋ １１粍性の向上にも寄与し、更にＷＣ粒子の析
出反応にｒトつて生じた全屈間化合物および／または４
＆族４移金属硼化物又は硼窒化物が高温における耐摩耗
性を高め、特に４８族遷移金属硼化物又は硼窃化物が高
温における耐摩耗性の向上に寄与している高密度相窒化
硼素焼結体である。しかも、この焼結体の出発原料な超
硬合金又はサーメットの腕体の少なくとも一面に接触さ
せて高温高圧下で・焼結すると焼結体中の各粒子表面に
析出したＷＣが超硬合金又はサーメット中の鉄族金属と
の良好な濡れ性と超硬合金又はサーメット中の炭化物を
主体とした他化合物との表面拡散の容易性から本発明の
焼結体と超硬合金又はサーメットの腕体が緻誓で強固に
固着結合する高密度相窒化硼素焼結体である。
本発明の高密度相窒化硼素焼結体の製造方法は、出発原
料として４０〜８０体積チのＣＢＮおよび／またはＷＢ
Ｎと２〜４０体積係の第１図に表わすＡ。
料として４０〜８０体積チのＣＢＮおよび／またはＷＢ
Ｎと２〜４０体積係の第１図に表わすＡ。
Ｂ、Ｃ，Ｄ内にあるＢｌ型炭化物固溶体（但し、ＴａＣ
に対して３０％以下はＮｂＣで置換しても焼結体の特性
が変らないので良い。） Ａけ、４０モル％Ｔｉｅ−５０モルｅｆＤＷＣ−１０モ
ル％ＴａＣＢは、５５モル％ＴｉＣ−３５モル％ＷＣ−
１０モル％ＴａｃＣは、４０ モル％ ＴｉＣ−２０モ
ル４ ＷＣ−４０モ／’％ＴａＣＤは、２５モル％Ｔｉ
ｃ−３５モル％Ｗｃ−４０モル％ＴａＣと６〜４０体積
係の４ａ族遷移金川の窒化物及び複合窒化物固溶体の１
種以上と１〜２０体積チのＭ 、Ｓｔ 、Ｔｉ 、Ｚｒ
、Ｈｆの１種以上の金ｌｉｅ ｂ Ｊ： ０’ ／ マ
ｆｃ ｕ合金とを混合粉砕後、圧力４０〜ａ ｏ ｔ＜
ｂ 、温度１２００〜１５００°Ｃの高温高圧下で焼結
することが望ましい。このような高密度相窒化硼素焼結
体の製造方法において、Ｂｌ型炭化物固溶体の出発原料
としては、（Ｔｉ、Ｗ）ＣとＴａＣとの形輻で姉加する
ことも考えられるが焼結過和中井温されるに従って各化
合物元素の再配列とＷＣの析出が進行する段階でガス発
生量が多くなり、各粒子間の接触が減少して相互拡散が
起りに〈＼なるためにＷＣの析出が困難になることから
本発明の高密度相９化硼累蜆結休の製造方法のようにＢ
ｌ型炭化物同浴体の出発原料は（Ｔｉ、Ｗ、Ｔａ ）
Ｃ又は（Ｔｉ、Ｗ、Ｔａ。
に対して３０％以下はＮｂＣで置換しても焼結体の特性
が変らないので良い。） Ａけ、４０モル％Ｔｉｅ−５０モルｅｆＤＷＣ−１０モ
ル％ＴａＣＢは、５５モル％ＴｉＣ−３５モル％ＷＣ−
１０モル％ＴａｃＣは、４０ モル％ ＴｉＣ−２０モ
ル４ ＷＣ−４０モ／’％ＴａＣＤは、２５モル％Ｔｉ
ｃ−３５モル％Ｗｃ−４０モル％ＴａＣと６〜４０体積
係の４ａ族遷移金川の窒化物及び複合窒化物固溶体の１
種以上と１〜２０体積チのＭ 、Ｓｔ 、Ｔｉ 、Ｚｒ
、Ｈｆの１種以上の金ｌｉｅ ｂ Ｊ： ０’ ／ マ
ｆｃ ｕ合金とを混合粉砕後、圧力４０〜ａ ｏ ｔ＜
ｂ 、温度１２００〜１５００°Ｃの高温高圧下で焼結
することが望ましい。このような高密度相窒化硼素焼結
体の製造方法において、Ｂｌ型炭化物固溶体の出発原料
としては、（Ｔｉ、Ｗ）ＣとＴａＣとの形輻で姉加する
ことも考えられるが焼結過和中井温されるに従って各化
合物元素の再配列とＷＣの析出が進行する段階でガス発
生量が多くなり、各粒子間の接触が減少して相互拡散が
起りに〈＼なるためにＷＣの析出が困難になることから
本発明の高密度相９化硼累蜆結休の製造方法のようにＢ
ｌ型炭化物同浴体の出発原料は（Ｔｉ、Ｗ、Ｔａ ）
Ｃ又は（Ｔｉ、Ｗ、Ｔａ。
Ｎｂ ）Ｃの形態で添加する方法が望ましい。又、出発
原料としてのＷＣを固溶体化合物としてでなく単一化合
物で添加した場合は、焼結過程中の各元素の再配列に伴
なう固溶体化の段階で一層ガス発生量が多くなり、緻密
な焼結体を得ることカニ困難になると共に焼結体中の固
溶体化合物が不均一になるのと微細ＷＣが存在しないた
めに焼結体の靭性及び強度が特に劣る傾向になる。焼結
体中に微４１１ ＷＣを存在させるために仮りに０．１
ｐｍ以下の微細ＷＣを出発原料として使用してもＷＣ
に吸着する酸素量が多くなるために焼結過程中に発生す
るガス最が多くなって焼結体の緻密化が阻害される傾向
になる。
原料としてのＷＣを固溶体化合物としてでなく単一化合
物で添加した場合は、焼結過程中の各元素の再配列に伴
なう固溶体化の段階で一層ガス発生量が多くなり、緻密
な焼結体を得ることカニ困難になると共に焼結体中の固
溶体化合物が不均一になるのと微細ＷＣが存在しないた
めに焼結体の靭性及び強度が特に劣る傾向になる。焼結
体中に微４１１ ＷＣを存在させるために仮りに０．１
ｐｍ以下の微細ＷＣを出発原料として使用してもＷＣ
に吸着する酸素量が多くなるために焼結過程中に発生す
るガス最が多くなって焼結体の緻密化が阻害される傾向
になる。
本発明の高密度相９化硼累蜆結休の製造方法において、
金輌又は合金の内Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆの出発原料として水
素化チタン、水素化ジルコニウム、水素化ハフニウムの
形態で添加して９００〜１１００°Ｃの温度、１ ｇ−
” ＊ｍＨｇよりも高に中度で熱処理をすると出発原料
として使用した他の各種微粉末にｒ＆着している酸素及
び吸着水分を除去できる。このように微粉末に吸着した
酸素及び吸着水分を除去した後高温高圧下で焼結すると
ガスの発生量が少なく緻密で高強度な焼結体が得られる
。
金輌又は合金の内Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆの出発原料として水
素化チタン、水素化ジルコニウム、水素化ハフニウムの
形態で添加して９００〜１１００°Ｃの温度、１ ｇ−
” ＊ｍＨｇよりも高に中度で熱処理をすると出発原料
として使用した他の各種微粉末にｒ＆着している酸素及
び吸着水分を除去できる。このように微粉末に吸着した
酸素及び吸着水分を除去した後高温高圧下で焼結すると
ガスの発生量が少なく緻密で高強度な焼結体が得られる
。
本発明の高密度相窒化硼素焼結体の製造方法のように出
発原料がＣＢＮおよび／またはＷ、ＢＮとＷＣを析出す
る坤料である（ Ｔｉ、Ｗ、Ｔａ ） Ｃ又は（Ｔｉ。
発原料がＣＢＮおよび／またはＷ、ＢＮとＷＣを析出す
る坤料である（ Ｔｉ、Ｗ、Ｔａ ） Ｃ又は（Ｔｉ。
Ｗ、Ｔａ、Ｎｂ ） ＣのＢ１型炭化物固溶体とこのＢ
ｌ型炭化物固溶体に侵入拡散してＷＣの析出に寄与する
４ａ族ｉ移金属の９化物及び複合窒化物固溶体の１種以
上と焼結過程で焼結助剤的作用をするＭ。
ｌ型炭化物固溶体に侵入拡散してＷＣの析出に寄与する
４ａ族ｉ移金属の９化物及び複合窒化物固溶体の１種以
上と焼結過程で焼結助剤的作用をするＭ。
Ｓｉ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆの１種以上の金属又は合金とを
混合粉砕してＣＢＮおよび／′ｉ！たけＷＢＮの安定領
域である高温高圧下で焼結するとＣＢＮおよび／″１．
だはＷ、ＢＮとＢｌ型炭化物固溶体と４８族遷移金屈の
窒化物系化合物とに対して６＾１れ性の良好なＭ 、
Ｓ ｉ 、Ｔｉ 。
混合粉砕してＣＢＮおよび／′ｉ！たけＷＢＮの安定領
域である高温高圧下で焼結するとＣＢＮおよび／″１．
だはＷ、ＢＮとＢｌ型炭化物固溶体と４８族遷移金屈の
窒化物系化合物とに対して６＾１れ性の良好なＭ 、
Ｓ ｉ 、Ｔｉ 。
Ｚｒ、Ｈｆの１朽１以上の金属又は合金が塑性流動して
各粒子を取り囲む形で進行し、各粒子の粒子成長を抑制
すると共にこれらのＡｉ！ ＋ Ｓ １ ＋ Ｔ ｉｒ
ｚｒ ｒ Ｈｆの１種以上の金属又は合金がＢｌ型炭
化物固溶体と４ａ族金属の窒化物系化合物との各粒子の
表面拡散を促進させるために、これらの金属）ユは合金
を媒介としてＢｌ型炭化物固溶体のＷと４ａ族金属を主
とした拡散移動と共に侵入型元素である窒素及び炭素の
拡散移動が激しくなり、Ｂｌ型炭化物固溶体内に主とし
て窒素元素が侵入拡散することによってＢｌ型炭化物中
のＷＣが微細な粒子として粒界析出してくると考えられ
る。又、焼結助剤的な作用とＷＣの粒界析出の併進的作
用をするＡＪＳｉ、ＴＩ、Ｚｒ 。
各粒子を取り囲む形で進行し、各粒子の粒子成長を抑制
すると共にこれらのＡｉ！ ＋ Ｓ １ ＋ Ｔ ｉｒ
ｚｒ ｒ Ｈｆの１種以上の金属又は合金がＢｌ型炭
化物固溶体と４ａ族金属の窒化物系化合物との各粒子の
表面拡散を促進させるために、これらの金属）ユは合金
を媒介としてＢｌ型炭化物固溶体のＷと４ａ族金属を主
とした拡散移動と共に侵入型元素である窒素及び炭素の
拡散移動が激しくなり、Ｂｌ型炭化物固溶体内に主とし
て窒素元素が侵入拡散することによってＢｌ型炭化物中
のＷＣが微細な粒子として粒界析出してくると考えられ
る。又、焼結助剤的な作用とＷＣの粒界析出の併進的作
用をするＡＪＳｉ、ＴＩ、Ｚｒ 。
Ｈｆは、焼結が進行するに従ってＣＢＮおよび／ｌたは
ＷＢＮとも反応して焼結後は硼化物および／または硼窒
化物として存在し、一部未反応として残った金属又は合
金が金属間化合物として存在するようになると考えられ
る。
ＷＢＮとも反応して焼結後は硼化物および／または硼窒
化物として存在し、一部未反応として残った金属又は合
金が金属間化合物として存在するようになると考えられ
る。
こ＼で本発明の高密度相窒化硼素焼結体で数値限？した
理由について述べる。
理由について述べる。
（ａ）、ＣＢＮおよび／またはＷＢＮの量ＣＢＮおよび
／またはＷＢＮが４０体積チ未満では、高硬度なＣＢＮ
および／またはＷ１３Ｎの効果が弱く、耐摩耗性が低く
なり過ぎ、８０体積チを越えて多くなると強度が低くな
り過ぎて難削材等の断続的 。
／またはＷＢＮが４０体積チ未満では、高硬度なＣＢＮ
および／またはＷ１３Ｎの効果が弱く、耐摩耗性が低く
なり過ぎ、８０体積チを越えて多くなると強度が低くな
り過ぎて難削材等の断続的 。
切削条件で使用し雛くなるためにＣＢＮおよび／または
ＷＢＮの量は４０〜８０体Ｍ％に決めた−（ｂ’）、Ｂ
Ｊ型固溶体の量 Ｂ１型固溶体量が２体積チ未満ではＷＣの粒界析出が殆
んど生じなく、４０体積チを越えて多くなると相対的に
他の成分量が少なくなるが９、〒にＣＢＮおよび／また
はＷＢＮ量と４ａ族遷移金植化合物量が少なくなること
から耐摩耗性の低下が生じる。
ＷＢＮの量は４０〜８０体Ｍ％に決めた−（ｂ’）、Ｂ
Ｊ型固溶体の量 Ｂ１型固溶体量が２体積チ未満ではＷＣの粒界析出が殆
んど生じなく、４０体積チを越えて多くなると相対的に
他の成分量が少なくなるが９、〒にＣＢＮおよび／また
はＷＢＮ量と４ａ族遷移金植化合物量が少なくなること
から耐摩耗性の低下が生じる。
このために８１型固溶体量は、２〜４０体積チと決めた
。
。
又出発原料におはるＢ】型固溶体量を第１図のＡ、Ｂ、
Ｃ，Ｄの各点を取り囲んだ所に蔀定した理由は、Ａ、Ｄ
線を外れだＷＣの多いｕ（１［ではｗＣの析出量が多く
なり過ぎるのと出発原料として使用するときに完全な固
溶体が出来軸いためであり、Ａ、Ｂ線を外れたＴａＣの
少ない側では焼結体としての耐熱性及び高温での強度低
下となり、 Ｂ、Ｃ線を外れたＴｉＣの多い側ではＷＣ
が析出し朴くなり、Ｃ，Ｄ線を外れたＴａＣの多い側で
は価格が高くなると共に焼結体の硬さが低下傾向になる
＋めに出発原料のＢｌ型固溶体は第１図のＡ、Ｂ、Ｃ。
Ｃ，Ｄの各点を取り囲んだ所に蔀定した理由は、Ａ、Ｄ
線を外れだＷＣの多いｕ（１［ではｗＣの析出量が多く
なり過ぎるのと出発原料として使用するときに完全な固
溶体が出来軸いためであり、Ａ、Ｂ線を外れたＴａＣの
少ない側では焼結体としての耐熱性及び高温での強度低
下となり、 Ｂ、Ｃ線を外れたＴｉＣの多い側ではＷＣ
が析出し朴くなり、Ｃ，Ｄ線を外れたＴａＣの多い側で
は価格が高くなると共に焼結体の硬さが低下傾向になる
＋めに出発原料のＢｌ型固溶体は第１図のＡ、Ｂ、Ｃ。
Ｄ内に決めた。
（ｃ）、４ａ族遷移金属の窒化物および／または炭窒化
物の素 ４ａ族遷移金属の窒化物および／または炭窒化物の量が
６体積チ未肯ではＢｌ型固溶体の中からＷＣを析出させ
る作用が弱く、４０体積チを越えて多くなると相対的に
他の成分量が少なくなるが判にＢｌ型固溶体と焼結過程
で焼結助剤的作用とＷＣ析出の促進的作用に寄与してい
ると考えられるＡＵ 、Ｓｔ、Ｔｌ、Ｚｒ、Ｈｆの１１
１以上の金跣又は合金の爺が少なくなるのと焼結体の緻
密化とＷＣの析出に支障が生じることから４ａ族遷移金
属の窒化物および／または炭窒化物の骨は６〜４０体Ｎ
チと決めた。
物の素 ４ａ族遷移金属の窒化物および／または炭窒化物の量が
６体積チ未肯ではＢｌ型固溶体の中からＷＣを析出させ
る作用が弱く、４０体積チを越えて多くなると相対的に
他の成分量が少なくなるが判にＢｌ型固溶体と焼結過程
で焼結助剤的作用とＷＣ析出の促進的作用に寄与してい
ると考えられるＡＵ 、Ｓｔ、Ｔｌ、Ｚｒ、Ｈｆの１１
１以上の金跣又は合金の爺が少なくなるのと焼結体の緻
密化とＷＣの析出に支障が生じることから４ａ族遷移金
属の窒化物および／または炭窒化物の骨は６〜４０体Ｎ
チと決めた。
（ｄ）、Ａｇ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆの２種以上から
成る金属間化合物および／またはＡＭ、Ｓｔ、Ｔｉ、Ｚ
ｒ、Ｈｆ ｆ） １ ｍ以上の硼化物又は硼窒化物の量 上記の量が１体積−未満では、焼結体の緻密化に支障を
生じ、２０体ｆｉｔ ％を越えて多くなると金属間化合
物がｄ＆（なり過ぎて硬さが低下し耐摩耗性が劣るため
に上記量は１〜２０体積チと決めた。
成る金属間化合物および／またはＡＭ、Ｓｔ、Ｔｉ、Ｚ
ｒ、Ｈｆ ｆ） １ ｍ以上の硼化物又は硼窒化物の量 上記の量が１体積−未満では、焼結体の緻密化に支障を
生じ、２０体ｆｉｔ ％を越えて多くなると金属間化合
物がｄ＆（なり過ぎて硬さが低下し耐摩耗性が劣るため
に上記量は１〜２０体積チと決めた。
（ｅ）、ＷＣの粒界析出量
ＷＣの粒界析出弁が０．１体積チ未満では０．１ ｐｍ
以下の非常に微細なＷＣであってもＷＣ粒子の数が少な
過ぎて特に、靭性及び強度低下となり、２０体積チを越
えて多くなるとＷＣ粒子を析出させるのが困難になるた
めにＷＣの粒界析出量は０．１〜２０体積チに決めた。
以下の非常に微細なＷＣであってもＷＣ粒子の数が少な
過ぎて特に、靭性及び強度低下となり、２０体積チを越
えて多くなるとＷＣ粒子を析出させるのが困難になるた
めにＷＣの粒界析出量は０．１〜２０体積チに決めた。
本発明は、ガードル型、ベルト型等の超晶圧装置を使用
して焼結することができる。
して焼結することができる。
次に、本発明の高密度相窒化硼素焼結体及びその製造方
法を実施例に従って詳細に説明する。
法を実施例に従って詳細に説明する。
実施例１
平均粒度３ ｐｒｎのＣＢＮを６０チと平均粒度３ ｐ
ｍの（４０ｑｌｂＴｉ−４０％Ｗ−１５４Ｔａ−５％Ｎ
ｂ） Ｃの炭化物固溶体を２０％と平均粒度１．５μｍ
のＴｉＮを１５チと９００℃で熱処理した１ ５ ｐｍ
以下の７ｏチＵ−３０１Ｔ１合金粉末を５嗟から成る混
合粉末を外径１６龍、高さ１．５＋ｎｍに型押成型した
。これをＭＯ製容器内の超硬合金塊体の一面に接触させ
て設置し、真空度１ （Ｙ’ｍｌ１ｇ 、温度８００℃
で脱ガスした後、ベルト型高圧装置に装入し、圧力５０
Ｋｂ、温度１４５０℃で２０分間保持して焼結した。
ｍの（４０ｑｌｂＴｉ−４０％Ｗ−１５４Ｔａ−５％Ｎ
ｂ） Ｃの炭化物固溶体を２０％と平均粒度１．５μｍ
のＴｉＮを１５チと９００℃で熱処理した１ ５ ｐｍ
以下の７ｏチＵ−３０１Ｔ１合金粉末を５嗟から成る混
合粉末を外径１６龍、高さ１．５＋ｎｍに型押成型した
。これをＭＯ製容器内の超硬合金塊体の一面に接触させ
て設置し、真空度１ （Ｙ’ｍｌ１ｇ 、温度８００℃
で脱ガスした後、ベルト型高圧装置に装入し、圧力５０
Ｋｂ、温度１４５０℃で２０分間保持して焼結した。
こうして得た焼結体を放電切断し、超硬合金の先端にロ
ウけけしてＳＮＰ ４３２チツプに仕上げた。この本発
明の高密度相窒化硼素焼結体がロウ付けされたＳＮＰ
４３２と市販のＣＢＮ系高正高圧焼結体ウ付けされたＳ
ＮＰ ４３２を比較にして下記の旋削条件によって切削
し、平均逃げ面摩耗量を測定した結果、本発明品は平均
でＶＢ ＝ ０．１５ ｓｕ＋に対し市販品は平均でＶ
Ｂ ＝ Ｏ−１８朋と本発明品が耐摩耗性で優れている
ことが確認できた。しかも絣り返し狗−試験を行った結
果のバラツキ程度でも本発明品がパ・ラツキ範囲が狭く
安定していることが確認できた。
ウけけしてＳＮＰ ４３２チツプに仕上げた。この本発
明の高密度相窒化硼素焼結体がロウ付けされたＳＮＰ
４３２と市販のＣＢＮ系高正高圧焼結体ウ付けされたＳ
ＮＰ ４３２を比較にして下記の旋削条件によって切削
し、平均逃げ面摩耗量を測定した結果、本発明品は平均
でＶＢ ＝ ０．１５ ｓｕ＋に対し市販品は平均でＶ
Ｂ ＝ Ｏ−１８朋と本発明品が耐摩耗性で優れている
ことが確認できた。しかも絣り返し狗−試験を行った結
果のバラツキ程度でも本発明品がパ・ラツキ範囲が狭く
安定していることが確認できた。
旋削条件
被削材 ５ＫＤ−１１（ＨＲｃ ６２ ）切削速度
９（１”／ｍｉｎ 切９込み Ｑ、５１１１１ 送 リ ０．１ｍｇ／ｒｅｖ
切削時間 ２０分 切削油 エマルカットＮ０１０ 本発明の高密度相窒化硼素焼結体をＸ線解析した結果、
ＣＢＮ ｌ！：ＴｉＮＣとＴｉＢ 、！−Ａ９３Ｔｉ
と（’ｐｉ、Ｗ、Ｔａ。
９（１”／ｍｉｎ 切９込み Ｑ、５１１１１ 送 リ ０．１ｍｇ／ｒｅｖ
切削時間 ２０分 切削油 エマルカットＮ０１０ 本発明の高密度相窒化硼素焼結体をＸ線解析した結果、
ＣＢＮ ｌ！：ＴｉＮＣとＴｉＢ 、！−Ａ９３Ｔｉ
と（’ｐｉ、Ｗ、Ｔａ。
Ｎｂ ’） ＣＮと考えられるピークと析出したＷＣの
ピークが確認できた。又顕微鏡組織観察からも析出した
ｗｅが確認できた。
ピークが確認できた。又顕微鏡組織観察からも析出した
ｗｅが確認できた。
実施例２
平均粒度１ｐ”、１．５ｐ’ｎ、３ｐｍ（Ｄ各ＣＢＮと
第１表に示した平均粒ＩＪｔ ｌ〜４ ｐｍの炭化物固
溶体及び窒化物化合物と平均粒度５〜１５ ｐｍの全脂
の各粉末を使用して第１表の組成に配合し、実施例１と
同一製造方法によって焼結した本発明の焼結体をＸ線解
析した結果、各試料共ＣＢＮのピークの他に８１型炭窒
化物固溶体と４ａ族ｙＴｉ移金川の窒化物又は窒炭化物
と窒化アルミニウム、４ａ族遷移金属の硼化物又は硼窒
化物、及びＴｉ−ｕ、Ｔｉ−８ｔ。
第１表に示した平均粒ＩＪｔ ｌ〜４ ｐｍの炭化物固
溶体及び窒化物化合物と平均粒度５〜１５ ｐｍの全脂
の各粉末を使用して第１表の組成に配合し、実施例１と
同一製造方法によって焼結した本発明の焼結体をＸ線解
析した結果、各試料共ＣＢＮのピークの他に８１型炭窒
化物固溶体と４ａ族ｙＴｉ移金川の窒化物又は窒炭化物
と窒化アルミニウム、４ａ族遷移金属の硼化物又は硼窒
化物、及びＴｉ−ｕ、Ｔｉ−８ｔ。
Ｚｒ−ＡＭ、Ｈｆ−ＪＶｆから成る金属間化合のピーク
が確認でき、更に各試料にＷＣのピークが確認できた。
が確認でき、更に各試料にＷＣのピークが確認できた。
各試料に析出した式については、顕微鏡組概観堅からも
再確認した。これら本発明の焼結体の内、試料Ｎｏ １
、２ 、３ 、４ 、５ 、６と第２表に示した配合
組成のものを同一製造方法で焼結した本発明を外れた焼
結体の内、試料Ｎｏ ９ 、１０をそれぞれテ施例１と
同様にしてＳＮＰ ４３２のチップに仕上げ、更に市販
のＣＢＮ系焼結体も比較に加えて下記の切削条件によっ
て切削試験を行ない、その結果を第３表に示した。
再確認した。これら本発明の焼結体の内、試料Ｎｏ １
、２ 、３ 、４ 、５ 、６と第２表に示した配合
組成のものを同一製造方法で焼結した本発明を外れた焼
結体の内、試料Ｎｏ ９ 、１０をそれぞれテ施例１と
同様にしてＳＮＰ ４３２のチップに仕上げ、更に市販
のＣＢＮ系焼結体も比較に加えて下記の切削条件によっ
て切削試験を行ない、その結果を第３表に示した。
切削試験染件
Ａ１旋削試験条件
被削羽ＳＮＣＭ−８（ＨＲｃ ５８〜６０）切削速度
９０７７１／ｍｉｎ 切り込み ０．３朋 送り速度 ０．１５ｍｇ／ ｒｅｖ Ｂ１断耘旋削断性 旋削条件Ｓ ＣＭ −３（ＩＩＲｃ ５８〜６２）５０
φの端面に８ｕ［１コのスロッ ト２本人った端面な断続旋削。
９０７７１／ｍｉｎ 切り込み ０．３朋 送り速度 ０．１５ｍｇ／ ｒｅｖ Ｂ１断耘旋削断性 旋削条件Ｓ ＣＭ −３（ＩＩＲｃ ５８〜６２）５０
φの端面に８ｕ［１コのスロッ ト２本人った端面な断続旋削。
切削速度 １００ｍ／ｍｉｎ
切り込み ０．１５朋
送り速度 ０．２５ ｔ＋ｔｘ／ ｒｅｖ切削時間
欠損又はチッピング迄の時間（ｍｉｎ） 第３表の結果から本発明の焼結体は、人の旋削試験にお
いて耐摩耗性が優れており、Ｂの断続旋削試験における
面ｊ欠損性においても従来の焼結体に比較して著しく優
れていることが確認できた。
欠損又はチッピング迄の時間（ｍｉｎ） 第３表の結果から本発明の焼結体は、人の旋削試験にお
いて耐摩耗性が優れており、Ｂの断続旋削試験における
面ｊ欠損性においても従来の焼結体に比較して著しく優
れていることが確認できた。
実施例３
実施例２の第１衣で示した試料１ｋＸ７．８の本発ツ」
の焼結体と第２光で示した試料Ｎｕｌｌ、１２の本発明
から外れた焼結体と市販のＣＢＮ系焼結体を比較に加え
て下記の条件で入超式摩耗試験を行った。
の焼結体と第２光で示した試料Ｎｕｌｌ、１２の本発明
から外れた焼結体と市販のＣＢＮ系焼結体を比較に加え
て下記の条件で入超式摩耗試験を行った。
この結果、本発明の焼結体である試料−７，８の摩耗景
は、本発明から外れた焼結体である試料Ｍ１１．１２及
び市販のＣＢＮ系焼結体に比較して約１／２であった。
は、本発明から外れた焼結体である試料Ｍ１１．１２及
び市販のＣＢＮ系焼結体に比較して約１／２であった。
入超式摩耗試験条件
ローター摩擦遺Ｕ虻 １ ９ ５ ？ＦＬ／ ｍｉ
ｎ初期加圧 ４ｋｇ 最終加圧 １９．５に９ 摩擦時間 １時間 （水による湿式屋擦）上記結果
から本発明の焼結体である試料Ｎｎ７と市販のＣＢＮ系
焼結体とをクランクシャフトのワークレストに使用した
所、本発明の焼結体は、市販のＣＢＮ系焼結体に比較し
て約８倍の寿命であった・実施例４ 平均粒度４μのＷＢＮと平均粒度３μのＣＢＮと実施例
２で使用した原料粉末を使用して第４表に示した組成に
配合し、実施例１と同−製造条件及び１ｂＪ−製造方法
によってＴＮＧ ３３２のテップを作成した。これらの
チップを使用して下記の切削条件によって切削試験を行
った結果ＷＢＮを使用した本発明の焼結体も実施例１及
び実施例２の結果と略同様の傾向にあることが確認でき
た。
ｎ初期加圧 ４ｋｇ 最終加圧 １９．５に９ 摩擦時間 １時間 （水による湿式屋擦）上記結果
から本発明の焼結体である試料Ｎｎ７と市販のＣＢＮ系
焼結体とをクランクシャフトのワークレストに使用した
所、本発明の焼結体は、市販のＣＢＮ系焼結体に比較し
て約８倍の寿命であった・実施例４ 平均粒度４μのＷＢＮと平均粒度３μのＣＢＮと実施例
２で使用した原料粉末を使用して第４表に示した組成に
配合し、実施例１と同−製造条件及び１ｂＪ−製造方法
によってＴＮＧ ３３２のテップを作成した。これらの
チップを使用して下記の切削条件によって切削試験を行
った結果ＷＢＮを使用した本発明の焼結体も実施例１及
び実施例２の結果と略同様の傾向にあることが確認でき
た。
切削条件
被削材 Ｓ ＣＭ−２２（ＨＲｃ ４３〜６１）切削速
度 １２０７ｒＬ／′ｍｉｎ 切り込み ０．５ｎ 送９速度 ０．１ ｙｓｗ／ ｒｅｖ切削油 エマ
ルカットＮｏ１０
度 １２０７ｒＬ／′ｍｉｎ 切り込み ０．５ｎ 送９速度 ０．１ ｙｓｗ／ ｒｅｖ切削油 エマ
ルカットＮｏ１０
第１図は、ＷＣとＴｉＣとＴａＣの３成分系状態図を示
す。
す。
Claims (4)
- （１）、４０〜８０体ｆｊｔ ’％ ノＣＢＮ ｂよび
／またはＷＢＮと２０〜６０体積チの結合相と不可避不
純物から成る焼結体において、前記結合相は焼結体の体
積比で２〜４０％の（ＴＩ、Ｗ、Ｔａ）ＣＮ又は（ＴＩ
、Ｗ、Ｔａ、Ｎｂ）ＣＮのＢｌ型固溶体と６〜４０チ
の駅および／またはＭＮＣ＜但し、Ｍは４ａ族遷移金川
の１種以上を示す。）と１〜２０％のＡｎ、Ｓｔ、Ｔｉ
、Ｚｒ、Ｈｆの２種以上から成る金属間化合物および／
ｌたはＡＡ、Ｓｔ、Ｔｌ。 Ｚｒ、Ｈｆの１′ｍ以上の硼化物又は硼窒化物と０．１
〜２０％の粒界析出したＷＣを含有していることを特徴
とする高密度相９化硼素焼結体。 - （２）、超硬合金又はサーメットに少なくとも一面が強
固に固着結合した焼結体が４０〜８０体積チのＣＢＮお
よび／またはＷＢＮと２０〜６０体積チの結合相と不可
避不純物から成り、前記結合相が焼結体の体積比で２〜
４０％の（Ｔｉ、Ｗ、Ｔａ ）ＣＮ又は（Ｔｉ、Ｗ、Ｔ
ａ、Ｎｂ ）ＣＮのＢｌ型固溶体と６〜４０％の朋およ
び／またはＭＭＣ（但し、Ｍは４ａ族遷移金属の１種以
上を示す。）と１〜２０チのＡＡ、Ｓｔ。 Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆの２種以上から成る一金属間化合物お
よび／またはＡｌｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆの１１１
以上の硼化物又は硼窒化物と０．１〜２０チの粒界析出
したＷＣを含有していることを特徴とする高密度相窒化
硼素焼結体。 - （３）、出発原料として４０〜８０体積チのＣＢＮおよ
び／またはＷＢＮと２〜４０体積チの第１図に表わすＡ
、Ｂ、Ｃ，Ｄ内にある８１型炭化物固溶体（但し、 Ｔ
ａＣに対して３０チ以下はＮｂＣで置換可）と６〜４０
体積チ体積色族遷移金九の窒化物及び複合窒化物固溶体
の１種以上と１〜２０体積チのＡｅ、。 ＳＳ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ｈｆの１種以上の金属および／また
は合金とを混合粉砕後、圧力４０〜６０ Ｋｂ 、温度
１２００〜１５００℃の高温高圧下で焼結して前記Ｂｌ
型炭化物固溶体から０．１〜２０体積チのＷＣを粒界析
出させることをＩＦ！徴とする高密度相窒化硼素焼結体
の製造方法。 - （４）、上記金属および／または合金の内Ｔｉ、Ｚｒ、
Ｈｆの出発原料が水素化チタン、水素化ジルコニウム、
水素化ハフニウムを使用して粉砕混合した粉末をプレス
成形し９００〜１１００℃の温度１０−３朋Ｈｇよりも
ＡＮ空中で熱処理後、高温高圧下で焼結することを特徴
とする特許請求の範囲第３項記載の高密度相♀化硼素焼
結体の製造方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57188528A JPS5978978A (ja) | 1982-10-27 | 1982-10-27 | 高密度相窒化硼素焼結体及びその製造方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP57188528A JPS5978978A (ja) | 1982-10-27 | 1982-10-27 | 高密度相窒化硼素焼結体及びその製造方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5978978A true JPS5978978A (ja) | 1984-05-08 |
| JPH0225870B2 JPH0225870B2 (ja) | 1990-06-06 |
Family
ID=16225280
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP57188528A Granted JPS5978978A (ja) | 1982-10-27 | 1982-10-27 | 高密度相窒化硼素焼結体及びその製造方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5978978A (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2011207688A (ja) * | 2010-03-30 | 2011-10-20 | Sumitomo Electric Hardmetal Corp | 複合焼結体 |
| US20130260165A1 (en) * | 2012-04-03 | 2013-10-03 | Sumitomo Electric Hardmetal Corp. | Cubic boron nitride sintered body tool |
| JP2014214065A (ja) * | 2013-04-26 | 2014-11-17 | 株式会社タンガロイ | 立方晶窒化硼素焼結体および被覆立方晶窒化硼素焼結体 |
-
1982
- 1982-10-27 JP JP57188528A patent/JPS5978978A/ja active Granted
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2011207688A (ja) * | 2010-03-30 | 2011-10-20 | Sumitomo Electric Hardmetal Corp | 複合焼結体 |
| US20130260165A1 (en) * | 2012-04-03 | 2013-10-03 | Sumitomo Electric Hardmetal Corp. | Cubic boron nitride sintered body tool |
| US8999511B2 (en) * | 2012-04-03 | 2015-04-07 | Sumitomo Electric Hardmetal Corp. | Cubic boron nitride sintered body tool |
| JP2014214065A (ja) * | 2013-04-26 | 2014-11-17 | 株式会社タンガロイ | 立方晶窒化硼素焼結体および被覆立方晶窒化硼素焼結体 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH0225870B2 (ja) | 1990-06-06 |
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