WO2011010670A1

WO2011010670A1 - メタルボンド砥石及びその製造方法

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Publication number: WO2011010670A1
Application number: PCT/JP2010/062257
Authority: WO
Inventors: 正人氏橋; 俊也平田; 和彦北中; 直秀海野; 杉山　宏; 難波　規之
Original assignee: 本田技研工業株式会社
Priority date: 2009-07-21
Filing date: 2010-07-21
Publication date: 2011-01-27
Also published as: CN102470512A; CN102470512B; US20120137596A1; US8821606B2

Abstract

　メタルボンド砥石は、砥粒とコバルトと二硫化タングステンと銅錫合金とからなる素材を加圧加熱して焼結品を獲得し、この焼結品を急冷することによって、製造される。

Description

メタルボンド砥石及びその製造方法

　本発明は、プラトーホーニング加工に好適なメタルボンド砥石及びその製造方法に関する。

　近年、あらゆる分野において環境に対する取り組みがなされている。車両においても、燃費向上は取り組むべき重大な事項である。燃費向上対策の一つに、シリンダとピストンとの間の摩擦軽減がある。この摩擦軽減は、燃費向上だけでなく、運動性能の向上にも繋がる。

　上述の摩擦軽減を実現するには、プラトーホーニング工法が有効である。図１０はプラトーホーニング加工が施されたシリンダの断面を拡大した模式図であり、プラトーホーニング加工が施されたシリンダ１００の表面には、無数のプラトー（丘）１０１と、隣り合うプラトー１０１、１０１の間に形成される谷１０２とが形成される。プラトー１０１の頂面１０３は面粗さを小さくして摩耗を低減させ、谷１０２に溜めたオイルで頂面１０３とピストンとの間の潤滑を維持する。この結果、摺動性と潤滑性を両立させることができる。

　以上に述べたプラトーホーニング加工に適した砥石として、メタルボンド砥石が提案されている（例えば、特許文献１参照。）。

　特許文献１の段落番号［００４９］に「製造条件は、硫酸バリウム（ＢａＳＯ_４）を含む実施例の砥石の焼結温度５００℃及び成型圧力１５ＭＰａであった。いずれも調合した混合粉末を同時に加熱加圧（ホットプレス）して製作した。」の記載がある。

　本発明者らは、上記焼結条件（５００℃、１５ＭＰａ）で、メタルボンド砥石素材を加圧焼結した。焼結後に、特許文献１には説明されていないが、ヒータへの通電を停止して冷却することでメタルボンド砥石を得た。このときの冷却速度は５．８℃／分であった。得られたメタルボンド砥石の断面模式図は次の通りである。

　図１１は従来のメタルボンド砥石の断面模式図であり、このメタルボンド砥石１１０では、母材である金属系結合材Ｍｂ中に、コバルト（Ｃｏ）粒子１１１と、約５μｍの砥粒１１２と、二硫化タングステン（ＷＳ_２）粒子１１３とを分散させることを基本とするが、これに約３０μｍの凝集塊１１５が含まれていることが判明した。

　この凝集塊１１５は、機械的特性の向上を目的に添加されるフィラーの分散が不十分であるため、母材である金属系結合材Ｍｂの粗大な結晶中にフィラーであるコバルト粒子１１１と二硫化タングステン粒子１１３とが凝集したことにより生成される。このような凝集塊１１５は、周囲に較べて脆弱である。

　図１２は図１１の作用説明図であり、メタルボンド砥石１１０で暫く研削を行ったところ、凝集塊１１５が表面から脱落して、約３０μｍ径の大きなポケット１１６ができていた。このため保持力が低下して砥粒の脱落が進行することによる研削量の低下、および、凝集塊脱落の進行による摩耗の急増が発生するので、従来のメタルボンド砥石１１０は寿命が短いという問題があることが分かった。

　また、特許文献１の請求項１に「金属質粒子とガラス質粒子を含有する焼結性メタルボンドに、超砥粒および硫酸バリウムを含む軟質砥粒を分散させて焼結により一体化してなる超砥粒メタルボンド砥石。」、同請求項２に「焼結性メタルボンドの組成が金属質粒子２５～７５体積％とガラス質粒子２５～７５体積％である・・・」の記載がある。

　さらに、金属質粒子は、特許文献１段落番号［００４６］第２行～第３行に「・・・金属質粒子としては、銅（Ｃｕ）及び錫（Ｓｎ）の混合粉または合金粉を採用することができる。」の記載がある。

　銅（Ｃｕ）及び錫（Ｓｎ）の混合粉または合金粉は、焼結時に溶融する物質である。本発明者らが検討したところ、この溶融物質の含有率が、砥石の寿命に大きく影響することが分かった。すなわち、特許文献１に示されるように、溶融物質の含有率を２５～７５体積％のように広範囲から選択させると、寿命にばらつきが起こることが判明した。砥石の寿命は、研削工程における生産性及び生産計画に大きく影響するため、安定的に延ばす必要がある。

　また、特許文献１段落番号［００５１］に表が示されている。この表の第１０行～第１２行に砥石体積比（％）が記載され、実施例１～７における砥粒－硬質が６．２体積％、１８．８体積％、砥粒－軟質が１２．２体積％～３４．７体積％、結合剤が５９．１体積％～８１．６体積％であることが示されている。さらに、同表第３行に、砥粒－硬質がＣＢＮ又はＳＤ（ダイヤモンド）であり、同表第４行に、砥粒－軟質がＢａＳＯ_４（硫酸バリウム）であることが示されている。

　同文献段落番号［００３１］に、ＣＢＮおよびダイヤモンドに代表される超砥粒の好ましい粒径は、１～２００μｍであることが記載されている。また、同文献段落番号［００３４］第６行に、硫酸バリウムのより好ましい粒径は５～１０μｍであることが示されている。

　同文献段落番号［００３５］に、ボンド（結合剤）として金属質粒子及びガラス質粒子を配合すること、及び、金属質粒子の粒径は１～５０μｍであることが記載されている。また、同文献段落番号［００３７］の末尾に、ガラス質粒子の平均粒径は、３～５μｍであることが記載されている。

　さらに、同文献段落番号［００４６］第２行に、金属質粒子は、銅及び錫の混合粉又は合金粉を採用できることが記載されている。そして、同文献には、軟質砥粒、金属質粒子、ガラス質粒子の配合目的が記載されている。以上の記載事項を、便利のために、一覧表にまとめた。

　すなわち、軟質砥粒は、切粉排出性向上を目的に配合され、金属質粒子は耐摩耗性を強化する作用を発揮し、ガラス質粒子はチップポケットの生成を促す役割を果たすと、説明されている。

　ところで、特許文献１のメタルボンド砥石は、自動車用鋳鉄製のエンジンシリンダの内面仕上げホーニングに供される（段落番号［００３０］）。本発明者らは、被削材である鋳鉄のモース硬度、及び砥石を構成する物質のモース硬度を調査した。これは、異なる物質が接触摺動した場合にどのような現象が生じるかを予測するためである。硬度を知ることによって、どちらが摩耗するかが推測可能となる。鋳鉄のモース硬度は４であり、硫酸バリウムのモース硬度は３～３．５、銅錫合金のモース硬度は３～４、ガラスのモース硬度は５～７であった。

　通常、チップポケットの生成・成長の過程は次にように説明される。すなわち、砥粒によって研削されると鋳鉄粉（切粉）が発生する。この鋳鉄粉が、排出される途中で砥粒周りのボンドを攻撃し、摩耗させる。結果、砥粒周りにチップポケットが生成され、このチップポケットが成長する。特許文献１では、チップポケット促進目的物質であるガラス質粒子が鋳鉄より硬い（鋳鉄：４、ガラス：５～７）。このため、切粉とガラス質粒子を接触摺動させた場合に発生する摩耗は期待できず、チップポケットの充分な生成、成長は望めない。

　プラトーホーニング加工では、粗ホーニング工程で谷部と山部を生成し、その後、仕上工程で山部のみを除去し、丘形状を形成する。このため、仕上工程での加工代は、数μｍと非常に微量になる。仕上工程での加工代が数μｍを超えた場合、前工程である粗ホーニング工程で生成された谷部をも除去してしまい、単なる一般のホーニング面となってしまう。

　ここで、数μｍの加工代に対応する超砥粒は１０μｍ以下、大きくとも１５μｍ以下とする必要があるが、特許文献１の超砥粒の径の記載は、１～２００μｍとなっている。このように超砥粒径が大きいと研削量が増加し、谷部を除去してしまうので良好な丘形状が形成されない。

　また、切粉排出性向上を目的とする硫酸バリウムの粒径について、特許文献１においては、硫酸バリウムの粒径は、５～１０μｍと記載されている。これは、結論として、実質の研削作用を担う超砥粒の脱粒を招く。以下に詳細を述べる。超砥粒は、複合体であるメタルボンドに包まれて保持されている。この状態を考えると、超砥粒の露出（突出量）割合は５０％（直径比、５０％＝半径）が最大となる。言い換えれば、如何に保持力の強固なメタルボンドでも、露出（突出量）割合が５０％を超えた時点で脱粒となる。

　特許文献１の段落番号［００２２］に、硫酸バリウムを配合することによって、焼結性メタルボンドのガラス質成分が崩壊してチップポケットを生じる際に、崩壊した粒子片の流動により、排出性を高めると記載されている。

　ここで、超砥粒・硫酸バリウム・ガラス質粒子の粒径について考える。ガラス質粒子が崩壊し脱落した跡は、最小でも３～５μｍ（ガラス質粒子の径）のポケットとなる。これが多数存在し、その結果、硫酸バリウムを脱落させる（特許文献１では流動性を高めると説明されている）。しかし、硫酸バリウムの粒径は５～１０μｍとあり、これが脱落すると、５～１０μｍのチップポケットも生成される。これは、研削を行う超砥粒の粒径とほぼ同等の径である。

　すなわち、実際に加工を行う超砥粒（なお、特許文献１段落番号［００１０］に示されるように、硫酸バリウムは切削性を有しない。）の直径と同等のチップポケットが存在することになる。切粉の攻撃により生成され、その切粉の排出を促す作用のあるチップポケットは、当然、超砥粒の周辺に生成される。しかし、超砥粒の突出限界は粒径の５０％であり、これに対し、硫酸バリウムの脱落痕５～１０μｍは大きすぎるため、超砥粒が容易に脱粒する。

　切れ刃である超砥粒の脱粒は、研削比（砥石寿命）を低下させ、さらに、脱粒が進行すると超砥粒の数が少ない状態で加工を行うこととなるので、研削能率（単位加工時間当たりの研削体積）の低下を招く。

　さらに、表１に示される、結合剤の配合比５９．１～８１．６体積％は、金属質粒子とガラス質粒子の和であるが、金属質粒子とガラス質粒子は、６：４の割合で配合される（特許文献１、実施例）。すると、ガラス質粒子の配合比は２３．６～３２．６体積％程度となる。これに、硫酸バリウムの配合比１２．２～３４．７体積％をそれぞれ実施例毎に足し合わせると、４１．７～５８．３体積％となる。

　このように、ガラス質粒子と硫酸バリウムとが、上述の説明のように、多量に脱落することにより砥石の摩耗が進行するために、研削比（砥石寿命）の低下が懸念される。

　しかし、砥石の寿命は、研削工程における生産性及び生産計画に大きく影響するため、安定的に延ばす必要がある。

日本国特開２００８－２２９７９４号公報

　本発明の一以上の実施例は、長寿命のメタルボンド砥石及びその製造方法を提供する。

　本発明の一以上の実施例によれば、メタルボンド砥石は、砥粒と、コバルト及び二硫化タングステンと、金属系結合材と、を備える。前記二硫化タングステンとコバルトと金属系結合材とが凝集した凝集塊が、メタルボンド砥石に含まれる。前記凝集塊の最大粒径は、１５μｍを超えない。

　なお、前記凝集塊の最大粒径は１０μｍを超えなくてもよい。

　上記の構造では、メタルボンド砥石は、二硫化タングステンとコバルトと金属系結合材とが凝集した凝集塊を含み、この凝集塊の平均的大きさ（最大粒径の平均的な値）が１５μｍを超えない。凝集塊の大きさが１５μｍ以下であれば、高い研削比が得られ、砥石の寿命を延ばすことができる。

　また、凝集塊の大きさが１０μｍ以下であれば、さらに高い研削比が得られ、砥石の寿命をさらに延ばすことができる。

　また、本発明の一以上の実施例によれば、メタルボンド砥石は、砥粒と、コバルトと、二硫化タングステンと、結合材としての銅錫合金と、を備える。前記銅錫合金の含有率が、全体の２０～４０体積％である。

　上記の構造では、銅錫合金の含有率を、全体の２０～４０体積％の範囲に制限した。溶融物質（銅錫合金）は、非溶融物質（砥粒、コバルト粒子、二硫化タングステン粒子）の間を繋ぐ結合材である。溶融物質は３０体積％が最良である。すると、非溶融物質の空間率（結合材の占有空間に合致）は３０体積％相当と推測できる。

　この３０体積％の空間に、２０体積％未満の溶融物質が存在すると、１０体積％分の隙間（気孔）が発生する。この隙間（気孔）があるほど、砥石の性能が低下する。また、３０体積％の空間に、４０体積％超の溶融物質が侵入しようとするが、１０体積％分が過剰となり、この過剰分が有害な介在物となる。この介在物により非溶融物質の均等分散が阻害される。そのため、砥石の性能が低下する。

　銅錫合金の含有率を、全体の２０～４０体積％の範囲に制限することにより、長寿命の砥石が得られる。

　また、本発明の一以上の実施例によれば、メタルボンド砥石は、砥粒と、コバルトと、二硫化タングステンと、金属系結合材と、を備える。前記二硫化タングステンの含有率は、全体の０．２５～０．５体積％である。なお、前記金属系結合材は銅錫合金を含んでもよい。また、前記銅錫合金の含有率は、全体の２０～４０体積％でもよい。さらに、前記銅錫合金は、りん青銅を含んでもよい。

　上記の構造では、二硫化タングステンの含有率は０．２５～０．５体積％に制限される。二硫化タングステンの含有率が０．２５体積％未満になると、研削比及び研削能率が共に低下する。二硫化タングステンの含有率が０．５体積％超になると、やはり研削比及び研削能率が共に低下する。二硫化タングステンの含有率を０．２５～０．５体積％に制限することで、良好な研削比及び研削能率が得られる。

　また、本発明の一以上の実施例によれば、メタルボンド砥石は、砥粒とコバルトと二硫化タングステンと銅錫合金とからなる素材を加圧加熱して焼結品を獲得し、前記焼結品を急冷する、ことによって製造される。

　上記の方法では、焼結品を急冷するため、焼結品を徐冷（ゆっくり冷却）する場合に発生する有害な凝集塊を抑えることができ、健全な組織の砥石を製造することができる。

　なお、１０～２０℃／分の降温速度で、焼結品を急冷してもよい。

　１０℃／分以上の冷却速度であれば、凝集塊の発生を抑えることができる。一方、２０℃／分以下の冷却速度であれば、設備的な負担が強いられることがない。

　なお、前記銅錫合金の含有率が、砥石全体の２０～４０体積％であってもよい。また、前記二硫化タングステンの含有率が、砥石全体の０．２５～０．５体積％であってもよい。

　その他の特徴および効果は、実施例の記載および添付のクレームより明白である。

本発明の典型的実施例で使用するホットプレスの断面図である。炉内圧力と降温速度の相関図である。砥石の断面を拡大した模式図である。使用後の砥石の断面を拡大した模式図である。図５（ａ）～図５（ｅ）は、実験１～５によって得られた砥石における、凝集塊の３０００倍に拡大したスケッチ図である。図６（ａ）は、凝集塊の大きさと研削比との相関図である。図６（ｂ）は、降温速度と凝集塊の大きさとの相関図である。図７（ａ）および図７（ｂ）は実験６～８の結果を示すグラフであり、図７（ａ）は溶解物質の量と研削比との相関図であり、図７（ｂ）は溶解物質の量と研削能率との相関図である。図８（ａ）および図８（ｂ）は実験９～１２の結果を示すグラフであり、図８（ａ）は溶解物質の量と研削比との相関図であり、図８（ｂ）は溶解物質の量と研削能率との相関図である。図９（ａ）および図９（ｂ）は実験１３～１７の結果を示すグラフであり、図９（ａ）は二硫化タングステンの量と研削比との相関図であり、図９（ｂ）は二硫化タングステンの量と研削能率との相関図である。プラトーホーニング加工が施されたシリンダの断面を拡大した模式図である。従来の砥石の断面を拡大した模式図である。使用後の砥石の断面を拡大した模式図である。

　本発明の典型的実施例を添付図に基づいて以下に説明する。なお、図面は符号の向きに見るものとする。また、圧力に関しては次の表記を採用する。減圧状態には、絶対真空をゼロとした絶対圧を使用し、単位の後に（ａ）を記す。加圧状態には、大気圧をゼロとしたケージ圧を使用し、単位の後に（Ｇ）を記す。

　図１に示されるように、ホットプレス１０は、水冷ジャケット１１を備え、内圧が０．９８ＭＰａ（Ｇ）まで耐える炉殻１２と、この炉殻１２の底から上向きに挿入された下部パンチ１３と、この下部パンチ１３に載せられる円筒状のダイ１４と、炉殻１２のトップから下向きに挿入され、ダイ１４に挿入される上部パンチ１５と、ダイ１４の周囲に配置される黒鉛ヒータ１６と、この黒鉛ヒータ１６を囲う断熱室１７とからなる焼結炉である。

　下部パンチ１３の下部はシリンダ１８に挿入され、このシリンダ１８へ油圧ポンプ１９から圧油が送られると下部パンチ１３は上昇する。油圧は圧力検出手段２１で検出する。水冷ジャケット１１へは、水ポンプ２２で給水される。この水はチラー２３に排出され、温度調節がなされた後、水ポンプ２２に戻される。

　黒鉛ヒータ１６は炉温制御部２５で制御される。すなわち、炉温検出手段２６で検出した温度が設定値より低い場合には、黒鉛ヒータ１６への給電量を増加し、温度が設定値より高い場合には、黒鉛ヒータ１６への給電量を減少させることにより、昇温速度の制御を含む炉温制御が可能となる。

　また、炉殻１２には、炉内の圧力を検出する炉圧検出手段２７及び排気・加圧兼用の管２８が設けられ、この管２８に真空ポンプやエジェクターなどの排気手段２９及び不活性ガス供給源３１が接続されている。不活性ガスは、アルゴンガスや窒素ガスが入手容易である。ただし、排気手段２９と不活性ガス供給源３１とは同時に使用されることはない。

　また、炉圧検出手段２７は減圧用と加圧用とは別々に設けることが望ましいが、ここでは便宜的に共用とした。以上に説明したホットプレス１０を用いて次に述べる実験を行った。

（実験例）
　本発明に係る実験例を以下に述べる。なお、本発明は実験例に限定されるものではない。
○素材：
　砥粒（平均粒径５μｍ）：８．７５体積％
　コバルト：５６体積％
　二硫化タングステン：５．２５体積％
　結合材（りん青銅）：３０体積％

○素材充填：
　上記素材を、図１のダイ１４に充填した。なお、ダイ１４の最大径は１２０ｍｍである。
○排気：
　炉内の空気を排除するために、図１の排気手段２９により、炉内を２０Ｐａ（ａ）又はそれ以下の圧力に減圧する。これで、酸素は殆ど除去される。

○不活性ガス充填：
　図１の不活性ガス供給源３１からアルゴンガスを炉内へ吹き込み、炉圧を所定の圧力に維持する。
○プレス：
　図１のパンチ１３、１５により、素材に３０ＭＰａのプレス圧を付与する。

○加熱及び昇温速度：
　大気温度（２５℃）から焼結温度（７４０℃）まで、１２．５℃／分の昇温速度で加熱する。７４０℃で一定時間保持することにより、焼結処理がなされる。
○加熱停止：
　図１の黒鉛ヒータ１６を止める。これで、炉内及び素材の温度は下がる。降温の際には、炉内の不活性ガスの圧力が維持されるように、炉圧検出手段２７で圧力を監視して排気手段２９、及び不活性ガス供給源３１を制御する。

　降温速度は、次図に示す通りであった。
　図２に示すように、炉内圧力が０．０１ＭＰａ（Ｇ）では、降温速度は１１．９℃／分、０．１０ＭＰａ（Ｇ）で１２．８℃／分、０．４９ＭＰａ（Ｇ）で１６．０℃／分、０．６９ＭＰａ（Ｇ）で１７．５℃／分、０．８０ＭＰａ（Ｇ）で１８．７℃／分、０．９２ＭＰａ（Ｇ）で、１９．３℃／分であった。
　なお、降温速度は７４０℃～６００℃までの所要時間を計測し、（７４０－６００）／所要時間＝降温速度の計算により求めた。

　降温速度の差異は、次のように説明することができる。
　冷却とは温度が高い炉中心部から低い外周部に熱が伝わる（逃げる）事である。この仲介を果たす伝達物質が雰囲気となる。言い換えれば、熱の伝達は気体分子の衝突で行われる。

　一般的なホットプレス製法は、炉内を減圧もしくはガス置換を行い、酸素分圧を下げてから焼結する。これは、酸化による劣化を防ぐ為である。減圧雰囲気では、熱を伝達する物質（気体分子）が少なくなる。また、ガス置換についても、ガスの種類が変わっても気体分子数はほとんど変わらない。よって、一般的なホットプレスの雰囲気では降温速度は向上しない。

　本発明の典型的実施例では、炉内の雰囲気を加圧状態でホットプレス製法を行うことにより、降温速度を向上させるものである。高圧ガスを炉に封入する事により気体の分子の数を増やす。すなわち、分子の衝突を増やして放熱を加速することに成功した。

○０．９２ＭＰａ（Ｇ）での評価：
　炉内圧力が０．９２ＭＰａ（Ｇ）で製作した砥石の断面（模式図）は次図の通りであった。図３に示すように、砥石４０は、砥粒４１とコバルト粒子４２と二硫化タングステン粒子４３と、これらを結合する金属系結合材４４とからなると共に、小さな黒点で示すコバルト粒子４２と二硫化タングステン粒子４３と砥粒４１とが均等に分散されていた。

　図４は図３の作用図であり、このような砥石４０で研削を行ったところ、表面から二硫化タングステン粒子４３が脱落し、微細なポケット４７ができた。

　すなわち、砥粒の耐摩耗性を向上させるコバルト粒子４２は砥石内にとどまって砥石摩耗抑止作用を発揮する。さらに、微細ポケット４７は切粉の砥粒前面への堆積を防止し、脱落した二硫化タングステン粒子４３が固体潤滑剤の役割を果たして切粉の排出性を促進するため、切粉による目詰まりが防止される。これらの作用により、良好な切削性が維持される。

○大気圧（０．０１ＭＰａ（Ｇ））での評価：
　一方、炉内圧力が０．０１ＭＰａ（Ｇ）で製作した砥石の断面（模式図）は、従来の技術で述べた図８とほぼ同一であり、図９のような問題点を有する。

　本発明の典型的実施例ように、焼結後に、高降温速度で冷却することで、凝集塊（図１１、符号１１５）の大きさを小さくすることができた。

　以上に述べたように、降温速度の増加に比例して、凝集塊の大きさを小さくすることができることが分かった。

　次に降温速度と凝集塊の大きさの相関を調べる追加実験を行った。

○実験１～５：
　表２に示すように、降温速度を５．８～２６．４℃／分として、上記（実験例）の項で示した実験条件で、砥石を製作した。ただし、図２では降温速度は、１１．９～１９．３℃／分であった。しかし、サイズの大きなダイを使用することで降温速度を下げることができ、サイズの小さなダイを使用することで降温速度を上げることができる。加えて、断熱室１７を構成する断熱材の厚さを変え、種類を替えることでも降温速度が調整できる。このような処置を施すことにより、５．８～２６．４℃／分の降温速度を実現した。

　得られた砥石の最表面をＳＥＭにて３０００倍の顕微鏡写真を観察した。図５（ａ）～図５（ｅ）は、実験１～５によって得られた砥石における、凝集塊の３０００倍に拡大したスケッチ図である。図５（ａ）は実験１に係るスケッチ図であり、かなり大きな凝集塊４８が認められた。この凝集塊４８の大きさ（＝最大粒径）Ｌ１は３０μｍであった。この大きさは分布している多数の凝集塊４８の大きさの平均値にほぼ等しかった。そこで、表２に３０μｍを記載した。

　図５（ｂ）は実験２に係るスケッチ図であり、凝集塊４９の平均的大きさＬ２は２５μｍであった。図５（ｃ）は実験３に係るスケッチ図であり、凝集塊５０の平均的大きさＬ３は１６μｍであった。図５（ｄ）は実験４に係るスケッチ図であり、凝集塊５１の平均的大きさＬ４は８μｍであった。図５（ｅ）は実験５に係るスケッチ図であり、凝集塊５２の平均的大きさＬ５は８μｍであった。

　ところで、砥石でワークを研削した場合に、ワークは所定の体積だけ研削除去される。この体積を研削体積と呼ぶ。また、砥石側もある程度の体積が摩耗する。この体積を摩耗体積と呼ぶ。（研削体積／摩耗体積）＝研削比と定義する。研削比は砥石の寿命そのものを表すので、研削比の大きな砥石、すなわち、砥石の摩耗量が少なく、ワークの研削量が大きい砥石が望まれる。

　実験１～５での砥石を用いて研削比を調べたところ、表２に示す値が得られた。表２に記載されている凝集塊の大きさと研削比との相関を、図６（ａ）に、グラフ化する。図６（ａ）に示すように、凝集塊の大きさが小さいほど研削比が大きくなることが分かる。そして、グラフは横軸目盛りで１６、すなわち凝集塊の大きさが１６μｍに特異点があり、凝集塊の大きさが１６μｍ以下であれば、高い研削比が得られることが分かった。

　１μｍ余裕を見た１５μｍ以下であれば、研削比１０００が得られる。さらに、１０μｍ以下であれば、研削比２０００以上が得られる。したがって、砥石に不可避的に分布する凝集塊の大きさは、１５μｍ以下、好ましくは１０μｍ以下にすることで、良好な研削比が得られる。

　なお、図６（ｂ）は表２の降温速度と凝集塊の大きさの相関をグラフ化したものであり、破線で示すように、凝集塊の平均的大きさを１６μｍに留めるには降温速度は１０℃／分以上にする必要がある。ただし、実験４での降温速度１８．６℃／分以上では、凝集塊の大きさは殆ど変化しない。降温速度を高めるには設備的に負担を強いるために、２０℃／分を上限とすることが望まれる。従って、好ましい降温速度は１０～２０℃／分となる。

　更に、溶融物質（りん青銅）の好適含有率を、決定するために追加実験を行った。

○実験６～８：
　表３に示すように、実験６では、りん青銅（Ｃｕ－Ｓｎ－Ｐ）を２０体積％、砥粒を８．７５体積％、コバルト粒子を５７．７０体積％、二硫化タングステンを１３．５５体積％として、上記（実験例）の項で示した実験条件（素材充填、排気、不活性ガス充填、プレス、加熱および昇温速度、加熱停止）で、砥石を製作した（ただし、雰囲気は０．９２ＭＰａ（Ｇ）、降温速度は１８．２℃／分）。

　ところで、ワークを一定時間で加工する時、研削体積は大きいほど生産性が高まる。そこで、研削能率＝（研削体積／加工時間）と定義する。研削能率の単位はｍｍ^３／ｓｅｃとする。

　実験６では、研削比は６６０、研削能率は７．９ｍｍ^３／ｓｅｃであった。二硫化タングステンの含有率を下げて実施した実験７及び８では表３に示す通りの結果が得られた。実験６～８における研削比と研削能率とをグラフ化したものを次に示す。

　図７（ａ）、図７（ｂ）に示すように、研削比と研削能率は共に溶融物質が３０体積％のときにピークとなる。図７（ａ）において、従来の砥石の研削比は２１０と言われている。この値の３倍に横線を描くと、研削比が６３０となる溶融物質の範囲は２０～４０体積％となる。さらに、４倍に横線を描くと、研削比が８４０となる溶融物質の範囲は２４～３６体積％となる。

　実験６～８は、ＷＳ_２／Ｃｏで示す二硫化タングステン／コバルトが、９．０％以上であった。二硫化タングステンの含有率を下げて、実験９～１２を実施する。

○実験９～１２：
　表４に示すように、実験９として、りん青銅（Ｃｕ－Ｓｎ－Ｐ）を２０体積％、砥粒を８．７５体積％、コバルト粒子を６７．７０体積％、二硫化タングステンを３．５５体積％として、上記（実験）の項で示した実験条件で、砥石を製作した（ただし、雰囲気は０．９２ＭＰａ（Ｇ）、降温速度は１８．２℃／分）。

　実験９では、研削比は９２０、研削能率は７．５ｍｍ^３／ｓｅｃであった。二硫化タングステンの含有率をさらに下げて実施した実験１０～１２では表４に示す通りの結果が得られた。実験９～１２における研削比と研削能率とをグラフ化したものを次に示す。

　図８（ａ）、図８（ｂ）に示すように、研削比と研削能率は共に溶融物質が３０体積％のときにピークとなる。図８（ａ）において、従来の砥石の研削比は２１０と言われている。この値の３倍に横線を描くと、研削比が６３０となる溶融物質の範囲は１８～４０体積％となる。さらに、４倍に横線を描くと、研削比が８４０となる溶融物質の範囲は２０～３８体積％となる。

　図７（ａ）と図８（ａ）とを重ねると、従来の３倍の研削比は、溶融物質の範囲が２０～４０体積％であれば、得られることが確認できた。この確認事項を検討する。表３、４に示す溶融物質（りん青銅）は、非溶融物質（砥粒、コバルト粒子、二硫化タングステン粒子）の間を繋ぐ結合材である。溶融物質は３０体積％が最良であったから、非溶融物質の空間率（結合材の占有空間に合致）は３０体積％相当と推測できる。

　この３０体積％の空間に、２０体積％未満の溶融物質が存在すると、１０体積％分の隙間（気孔）が発生する。この隙間（気孔）があるほど、砥石の性能が低下する。また、３０体積％の空間に、４０体積％超の溶融物質が侵入しようとと、１０体積％分が過剰となり、この過剰分が有害な介在物となる。この介在物により非溶融物質の均等分散が阻害される。そのため、砥石の性能が低下する。

　尚、銅錫合金は、りん青銅の他、快削りん青銅でもよく、要は、銅と錫の合金又は銅と錫と他の元素の合金であれば種類は問わない。

　更に、二硫化タングステンの好適含有率を、決定するために追加実験を行った。

○実験１３～１７：
　後述の表５に示すように、砥粒を８．７５体積％、コバルト粒子を５８．５０～６１．２５体積％、二硫化タングステンを０～２．７５体積％、りん青銅（Ｃｕ－Ｓｎ－Ｐ）を３０体積％、として、上記（実験例）の項で示した実験条件（素材充填、排気、不活性ガス充填、プレス、加熱および昇温速度、加熱停止）で、砥石を製作した（ただし、０．９２ＭＰａ（Ｇ）、降温速度は１８．２℃／分）。

　なお、焼結品では不可避的に微細な気孔が内在するが、この気孔が大きい又は数が多いと砥石の寿命が低下する。気孔の含有率は、気孔率で評価することができる。気孔率（体積比率：単位は％）は、（気孔の体積の和）／（砥石の見かけの体積）を意味し、理論密度と、砥石密度の実測値とで計算される。

　二硫化タングステンの含有率が０である実験１３では、研削比は２２０２、研削能率は６．６ｍｍ^３／ｓｅｃ、気孔率は１．０７％であった。二硫化タングステンの含有率を上げて実施した実験１４～１７では表５に示す通りの結果が得られた。実験１３～１７における研削比と研削能率とをグラフ化したものを次に示す。

　図９（ａ）に示されるように、二硫化タングステンの含有率が０～０．２５体積％では、研削比は二硫化タングステンの含有率に比例して急増する。また、二硫化タングステンの含有率が０．５～２．７５体積％では、研削比は二硫化タングステンの含有率に比例して減少する。すなわち、二硫化タングステンの含有率が０．２５～０．５体積％の範囲であれば、最大の研削比が得られる。

　また、図９（ｂ）に示されるように、二硫化タングステンの含有率が０～０．２５体積％では、研削能率は二硫化タングステンの含有率に比例して急増する。また、二硫化タングステンの含有率が０．５～２．７５％体積では、研削能率は二硫化タングステンの含有率に比例して減少する。すなわち、二硫化タングステンの含有率が０．２５～０．５体積％の範囲であれば、高い研削能率が得られる。

　二硫化タングステンの含有率を０．２５～０．５体積％の範囲に設定すると、二硫化タングステンは、チップポケット形成促進と切屑排出促進の２つの作用を効果的に発揮することが確認できた。

　さらには、表５に示されるように、実験１４～１７の気孔率は、０．７２～０．７６％の範囲にあり、実験１３よりも約３０％改善されている。したがって、二硫化タングステンは気孔の発生を抑制する効果を発揮する。

　本発明は、プラトーホーニング加工に用いるメタルボンド砥石に好適である。

１０…ホットプレス、１１…水冷ジャケット、３１…不活性ガス供給源、４０…メタルボンド砥石、４１…砥粒、４２…コバルト粒子、４３…二硫化タングステン粒子、４４…金属系結合材、４８～５２…凝集塊、Ｌ１～Ｌ５…凝集塊の大きさ（平均的大きさ）。

Claims

　砥粒と、
　コバルト及び二硫化タングステンと、
　金属系結合材と、
　を具備し、
　前記二硫化タングステンとコバルトと金属系結合材とが凝集した凝集塊が、メタルボンド砥石に含まれ、
　前記凝集塊の最大粒径が１５μｍを超えない、
　メタルボンド砥石。
　前記凝集塊の最大粒径は１０μｍを超えない、請求項１に記載のメタルボンド砥石。
　砥粒と、
　コバルトと、
　二硫化タングステンと、
　結合材としての銅錫合金と、
　を具備し、
　前記銅錫合金の含有率が、全体の２０～４０体積％である、
　メタルボンド砥石。
　砥粒と、
　コバルトと、
　二硫化タングステンと、
　金属系結合材と、
　を具備し、
　前記二硫化タングステンの含有率が、全体の０．２５～０．５体積％である、メタルボンド砥石。
　前記金属系結合材は、銅錫合金を含み、
　前記銅錫合金の含有率が、全体の２０～４０体積％である、
　請求項４に記載のメタルボンド砥石。
　前記銅錫合金は、りん青銅を含む、請求項５に記載のメタルボンド砥石。
　砥粒とコバルトと二硫化タングステンと銅錫合金とからなる素材を、加圧加熱して、焼結品を獲得し、
　前記焼結品を急冷する、
　メタルボンド砥石の製造方法。
　１０℃／分以上の降温速度で、焼結品が急冷される、請求項７に記載のメタルボンド砥石の製造方法。
　２０℃／分以下の降温速度で、焼結品が急冷される、請求項８に記載のメタルボンド砥石の製造方法。
　前記銅錫合金の含有率が、全体の２０～４０体積％である、請求項７～９のいずれかに記載のメタルボンド砥石の製造方法。
　前記二硫化タングステンの含有率が、全体の０．２５～０．５体積％である、請求項７～１０のいずれか一項に記載のメタルボンド砥石の製造方法。