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現今碳化矽是常被人們使用的非氧化物陶瓷材料，因為碳化矽具有比一般陶瓷還要良好的硬度、耐熱
性、耐氧化性、耐腐蝕性及高導熱性，所以近年碳化矽被廣泛應用在機械工程中的結構件和化學工程中
的密封件等，甚至運用在強酸、強鹼、高磨耗、高溫、航太等極端條件的環境。
碳化矽是一晶狀固體，其顏色決定於其所含雜質(有明亮之淺黃色、綠色或黑色)。碳化矽是一種化學物
質，分子式為 SiC，即碳原子對矽原子的比例為1。碳化矽包含了一些雜質，包括矽土、矽、碳、鐵及
鋁。碳化矽的許多商業用途乃看中其極高之熔點，其硬度及化學隋性。作 為一種耐高溫之物質，碳化
矽具有極大的抗熱能力，其導熱能力強而熱膨脹性低。
雖然有一些礦物中含有碳化矽，但是碳化矽一般都採用將矽土與石油焦炭作反應之較經濟的方式來生產
(矽土與焦炭係兩種普遍可得且經濟之原料)。
碳化矽具有各種等級。但是，產業界並不是完全對這些術語有確切之一致意見。結晶級碳化矽通常含有
遠在90%以上之碳化矽，而冶金級則含有85%至90%或更少。
“精煉＂及“未精煉＂之辭亦使用於該產業中，但是同樣的，其精確之意義卻不易被描繪出來，與其他
許多化學產品相對的是，精煉與未精煉碳化矽之分野主要是關於尺寸大小及尺寸之控制，而非關純度。
在此調查中，未精煉碳化矽被定義為“由鎔爐取出未經研磨、搗碎或其他精煉加工過程＂之碳化矽，而
精煉碳化矽則被定義為“離開鎔爐後經過研磨，搗碎或其他加工過程＂之碳化矽產品。
除了以上所描述最廣被使用的商用級產品外，另外還有若干高科技/特殊級之碳化矽是不在訴願的範圍之
內的，包括極細或細微尺寸之碳化矽，即其顆粒尺寸小於45 microns(一百萬分之一公尺)者。
碳化矽具有三種用量大之用途及許多其他用量低之用途。用量大之用途為冶金或鑄造之應用(煤球)，研
磨料及耐高熱之應用。在冶金之應用中，主要是含鐵物之冶 金中，碳化矽充當碳及矽之供應者，充當
除氧還原劑，及充當一熱力之來源。在圓頂鎔爐中，即在鑄鐵之生產中，碳化矽期型上係以煤球之形成
加入鎔爐中，而在感 應爐中，碳化矽則典型上以顆粒方式加入。一般而言，在冶金的應用上對於碳化
矽之純度的要求較不嚴格。在冶金應用上，碳化矽與矽鐵產生競爭；對於這些替代品 之使用視其相對
價格而定。
在作為研磨料及耐高熱之應用前，碳化矽必須先被壓碎成顆粒狀，再經磁性處理以除去由碎磨輪中所產
生的鐵雜質，然後再使用篩選器小心過濾顆粒之尺寸。在研磨 料的應用上，顆粒尺寸之適當與否是非
常非常重要的，因為顆粒若太大會刮壞表面，而顆粒若太小則無法產生研磨的功用。碳化矽製成之碳化
矽係被使用以研磨非常 硬和/或非常軟的物質，尤其是一些屬於低張力之物質。可使碳化矽之物質包括
橡膠、塑膠、鑄鐵、大理石、瓷器、及鋁、銅、黃銅之非鐵合金。碳化矽研磨料可置於研磨輪中使用，
或以砂紙方式使用。以功能型態分，碳化矽研磨料之應用包括了噴砂研磨料，金屬線鋸研磨料，防滑研
磨料及磨光研磨料。
在抗高熱應用中，冶金級及結晶級碳化矽均可被使用。碳化矽可單獨使用或與耐熱劑連合使用。碳化矽
作為耐熱劑可被使用於焚化爐中，用於石灰窯之火磚中，以及 用於製鐵鎔爐之內牆中。碳化矽使用為
耐熱劑的一項特性是顆粒具有多種尺寸，即一般說的有分裂式(Split)之顆粒大小。
碳化矽亦可使用於電子業，用於核子之應用，用於高溫之應用，使用作為外皮覆蓋及作為一種混合劑。
常壓燒結碳化矽(S-SiC)：
常壓燒結碳化矽是個僅次於熱壓燒結碳化矽(HP-SiC)的一種碳化矽產品，其機械性能也接近熱壓燒結碳
化矽，由於他的工藝性優於熱壓燒結碳化矽 ，製造成本也比熱壓燒結碳化矽低，適合大量生產及製造
複雜形狀的製品，完全符合機械密封、無軸封泵(屏蔽泵)、磁力泵等泵類的零部件的要求，因此，這是
目前國外普遍採用的碳化矽材料。
常壓燒結碳化矽是以α-SiC 晶體組成，體機密度能達到理論密度的98%以上(3.1g/cm3)，密度是碳化鎢硬
質合金的1/5，碳化矽(密度:3.22 克/立方厘米 硬度:9.25)、硬度僅次於金剛 鑽，抗顆粒磨損的性能十分
優異，S-SiC 與石墨配對是目前使用PV 值最高的一對密封件，高純度的常壓燒結碳化矽(>98% SiC)能在
高溫下抗各類酸鹼等化工介質的腐蝕，S-SiC 的比強度極高，抗高溫氧化性能和高溫力學性能也十分優
良。
純度 100% 的碳化矽是透明無色的, 而純度99.5%左右的碳化矽是綠色的,隨著純度降低,顏色漸漸變棕
褐色,到純度98.5%左右就變成黑色了.
碳化矽是綠色的原因是含有少量雜質: 鐵, 隨著鐵與游離碳含量的增加顏色就會變深.
Green Silicon Carbide Typical Chemical Analysis
Total SiC 99.5%
Total SiO2 0.2%
Total Si 0.03%
Total Fe 0.04%
Total C 0.1%
Black Silicon Carbide TYPICAL CHEMICAL ANALYSIS
SiC 98.5%
SiO2 0.5%
Si 0.3%
Fe 0.08%
Al 0.1%
C 0.3%
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7. 温度勾配型加熱装置（TGF）
-　実験テーマ：半導体の融液成長実験　-
7.1 実験の目的
本実験は微小重力下で半導体を急速成長させ高品質単結晶を得ることを目的とする。
急速成長させることにより高品質単結晶が得られる可能性のあることが指摘されている。
こ
の理由は二つある。その第一は急速成長により不純物分布の均一な結晶ができる可能性がある点である。不純物の分布を決定しているのは偏析係数であるが、偏
析係数は成長速度の関数であり、成長速度が速くなるにつれて1に近づく。したがって成長速度を大きくするにつれ不純物分布は均一になる。第二の点は成長速
度を速くすることにより転位の低減化が図れる点である。結晶成長時、転位は種結晶から引き続き成長結晶に導入されるものと、結晶の周囲から熱応力により導
入されるものがある。このうち前者については、転位の移動速度より早く結晶を成長させ転位を置き去りにして無転位化を図ろうとするものである。このメカニ
ズムを通常成長と対比して図7.1-1に
示す。急速成長による転位の置き去り効果は、GaAsにS、Znを添加した時に見られる現象のように、不純物を多量に加え転位の移動を遅くし置き去りにす
るのと似ている。急速成長では不純物の代わりに急冷することにより転位の移動を止めてしまうところに特徴がある。後者の理由で導入される転位は急速成長に
より大きく低減化されることが示されている。成長速度を大きくするためには急速に冷却する必要があり、これを行うとパイエルス力の大きな材料では、熱応力
によって発生した転位は結晶の周囲から少し入ったところで止まってしまうため結晶内部に侵入しない。このような理由により低転位結晶の成長が可能であるこ
とが指摘されている。
急速成長を地上で行うと単結晶を得るのは困難である。地上では半導体を融解させると融液は石英ボートに重力により押しつけら
れるので急速に冷却した場合ボート壁から多結晶が発生する。一方、微小重力下では結晶成長時の固液界面は石英ボートとほとんど接しないことが考えられる。
このような状況のもとで融液を固化させる場合、急速に冷却しても多結晶は発生せず単結晶が得られる。
このような微小重力下でのゲルマニウムの急速
成長実験を世界で初めて行ったのは旧ソ連科学アカデミー結晶学研究所のチェルノフ教授らである。彼らはゲルマニウムの単結晶を出発材料としこれを急速融解
固化し単結晶を得た。彼らは電気炉を用いるのでなく燃料を燃焼させることにより急速加熱を行っている。しかし、この加熱方法はあまりに急速のため原料結晶
に歪がかかり種結晶に転位が多量に導入されることが示されている。しかし急速成長した結晶部分は低転位化がはかられている。
以上の背景の下で、今回は
1)電気炉を用いて加熱を行い加熱時の熱歪を低減化する。
2)融解成長過程をテレビカメラで直接観察記録する。
3)成長界面形状変化と計算機シミュレーションとの比較
4)成長結晶における転位分布の測定
の4項目を目標に実験的理論的研究を行った。
さらに技術面に着目すれば実験装置である温度勾配型加熱装置（TGF）を開発することにより以下に示す共通実験支援技術を習得することを目的としている。
1)温度測定及び温度制御技術
2)その場観察技術
3)高温処理技術
4)材料と容器の適合性評価技術
5)微小重力の擾乱による影響評価技術
図7.1-1　半導体の急速成長による転位減少メカニズム　　
7.2　実験方法
7.2.1　地上実験
7.2.1.1　試料
実
験に用いた試料はゲルマニウム単結晶（住友金属鉱山株式会社製）で、ドーパントはガリウム、比抵抗は0.03±0.01[Ωャm]、結晶軸は
＜111＞±0.5度である。この結晶を7.2[mm]φ×100[mm]Lに加工し、表面加工層を除去するためCP-4A液で表面から約0.1[mm]
エッチングを行った。
この結晶を石英管に収め2×10^-6[Torr]まで真空引きを行い、そのまま2時間排気を続けた後真空封入を行った。ヒータによる加熱効率を上げるため及び打ち上げ時の振動によるゲルマニウム結晶の破損を防ぐため試料の両端にカーボンシートを配置した。アンプル管の模式図を図7.2-1に示す。
図7.2-1 アンプル管模式図管の材質は透明石英ガラスキャップを入れて外側から融着　　
7.2.1.2 実験条件決定のための予備実験
本実験の実験条件を決定するためにTGF炉体部及びTGF炉体部試作品を用いて地上での予備実験を実施した。実験目的を達成するために次に示す項目について解析および実験を重ね最適な実験条件を決定した。
1)試料寸法
2)一方向凝固の条件・試料融解量
3)加熱パターン
4)観察条件
(1) 試料寸法
当
初、TGF炉体部の熱解析により試料寸法はφ10mm×100mmの大きさで計画していたが計画より若干小さいφ8.5mm×100mmの試料で昇温速
度、融解量を確認したところ予想外に融解時間が長いことが分かった。解析と試験の結果が異なった原因としては次のものが考えられる。
・ゲルマニウム表面放射率の違い
・ゲルマニウム潜熱の影響
こ
れらの物性値はサンプル固有のものであり調整ができないので、融解時間を短縮する方法として他の条件を見直した。検討の結果、TGFの供給電力量の制約及
び炉体部温度（ゴールドミラー温度）を耐熱温度以下にしなくてはならないという制約から試料の熱容量を小さくすることとし、試料径がφ6、φ7、φ8の3
種類について試験を行った。試験の結果、実験要求（フライト実験後の解析上試料径は大きくしたい）と装置の制約（電力量、炉体部温度）とを考慮し
φ7mm×100mmの試料が最適であることを確認し、本寸法を実験試料寸法とした。
(2) 一方向凝固の条件・実験試料融解量
TGF
炉体部は2つのゴールドミラー管を持った2ゾーン加熱炉であり各ゾーンの加熱パターンを制御するとにより温度勾配を調整できるようになっている。また、
TGFには一方向凝固を助けるため低温側にヒートシクを有し、カートリッジ低温部にHeガスを封入することにより、ヒートシンクがカートリッジの熱を奪う
というスイッチング機能を持たせている。図7.2-2に示すとおり加熱冷却試験時にヒートシンクは十分にカートリッジから熱を奪うことを確認したが、図7.2-3に
示すとおり試料部の構造上、ゲルマニウムとヒートシンクの間には石英管及びギャップがあり、十分な冷却効果を得ることが難しかった。この真空ギャップに対
して接着剤を用いることにより熱の伝わりを改善することも考えたが実験に差し支えのない適当な接着剤が見あたらず断念した
本実験では当初融解量は30mm以上で計画していたが、地上実験で30mmを融解・凝固させ、VTRで観察したところ一方向凝固していない可能性が指摘された。
一方向凝固しない原因としては次のことがあげられた。
・TGF炉体部の熱特性として加熱時間が長くなると温度勾配が減少する傾向にある。
・前述のとおり試料部の構造上ヒートシンクを効果的に利用できていない。
従っ
て”融解量を増やしたい”ことと”温度勾配を大きくしたい”ことが加熱パターンとして相反する条件となったが、実験の目的として、温度勾配を大きくして良
質の試料を得ることを優先し、加熱パターンは20mmの融解量を確保する条件とした。また、試料の温度勾配を大きく保つために試料高温側に熱吸収が良く比
較的熱容量の大きいカーボンロッドを装着することとした。（試料の高温側を高温に保持した）
(3)加熱パターンの決定
加熱パターンを決定するまでのフローを図7.2-4に示す。本フローに従い以下の条件を設定した。
・制御パラメータ（ファジーパラメータ、目標温度）
・加熱開始時間（打上げ前230秒）
・最大電力（400W）投入時間
・冷却時電力降下率（-3W／秒）
図7.2-2 ヒートシンクの冷却スイッチング機能　　
図7.2-3 試料（Ge）とヒートシンク間の真空ギャップ　　
図7.2-4　加熱パターンを決定するまでのフロー　　
(4) 観察条件
本
実験ではゲルマニウムが融解・凝固する様子をその場観察し、固液界面移動速度を測定することを計画した。観察はCCDカメラにより行い、8mmVTRに記
録した。TGF炉体部はゴールドミラー管を使用しておりヒータ加熱時（融解時）はヒータの発光により、また、凝固時は高温になった試料（ゲルマニウム）が
自ら発光するのでこれをゴールドミラー管を通して観察が可能である。
凝固時にはヒータをOFFしてしまうため固液界面が確認できないことが懸念され照明の検討も実施してきたが予備試験の結果、照明無しでも十分固液界面が観察できることが分かり照明は使用しないこととした。
また、観察の範囲はゲルマニウムの高温側から中央部を約60mm観察することにし、観察の焦点はゲルマニウム表面に合わせ、露出はゲルマニウムの融解時及び凝固時の双方が観察できる点で固定した。
7.2.1.3 解析のための実験
実験の解析を目的として次の二つの実験を行った。第一はGeの融解と融液の石英管に対するぬれ性を見る実験であり、第二は微小重力を模擬した計算機シミュレーション実験である。これ等につき順に述べる。
1）Geの融解実験
実験はこの目的のために特別に設計した縦型ゴールドミラー炉を用いて行った。この装置の模式図を図7.2-5に示す。
加
熱に際し、内部は雰囲気ガスは用いず、フライト実験と同様真空とした。加熱によって棒状Ge試料の先端を融解し、未融解の単結晶部を種結晶として、融液成
長を行う実験を行った。融解は比較的容易に行うことができたが、地上の1g下では融液が石英管とGe棒状試料の間隙に流れ込み、現実の固液界面よりはるか
に下にまで下りてくることが観察された。このため、地上では縦型を用いた場合、固液界面の位置を正確に決定することは困難であった。
一方、上端の融解部分を観察すると液面は上に凸となっており、Ge融液は石英に対し、接触角が90゜以上となっていることがわかった。このことは、Geが石英管壁に対して、“ぬれ”ていないことを示している。このことはフライト実験を行うに際し重要な情報である。
2）計算機シミュレーション
本研究の目的は、微小重力下で急速融液成長を行うことにより、単結晶成長を行い欠陥の少ない又、不純物分布の均一な結晶を成長させることにある。
こ
れらの目的の一つである欠陥、特に転位の少ない結晶を成長させるためには、成長軸に対し垂直な断面内での温度分布が均一である必要がある。しかし、急速融
解と成長に際しては苛酷な温度環境を加える必要があり、上記の条件が満たされる保証はない。それどころかむしろ強い不均一が発生し、逆に多量の欠陥導入を
もたらす危険性もある。そこで、計算機シミュレーションを用い、成長時の固液界面の形状を調べた。もし、固液界面の形状が成長軸に対して垂直な平面となっ
ていれば、熱歪の少ない理想的条件となるが、液側に対して凹であれば、多結晶成長の危険性があり、又凸であれば単結晶成長は容易ではあるが、大きな熱歪が
発生し、多量の転位導入が起こる可能性がある。
そこで、計算機シミュレーションによりチェルノフ等の実験での温度変化のデータを用いてこのような急速融解固化に際し、固液界面が時間とともにどのように変わるかを調べた。
モデルに用いた電気炉とGe棒状試料の配置を模式的に図7.2-6に示す。炉の内側は一端が半球状の内壁、他端が平面で終端された円筒状の形状を持ち、ここに円筒対称の任意温度分布および時間プログラムを与え、Geの一端を融解させ成長を行わせる。計算機シミュレーションに際し用いた基本式は熱伝導方程式
であり、これを以下の境界条件下で解く。先ず固液界面における熱バランスの式、
および試料表面での熱輻射による熱の出入り、
である。ここに、T，ρ，C，λ，L，U(t)，nおよびQ_radは各々温度、試料の密度、比熱、熱伝導率、潜熱、時刻tにおける固液界面の位置、面に対する法線方向および熱輻射量である。又、Q_radはステファンの法則および形態係数を用いて三次元的に計算した。その際固体GeとGeの融液に対しては異なる輻射率を用いた。
チェ
ルノフ等の実験に関しては私信によりGe試料の温度変化のデータを入手することができたので、これを用いてシミュレーションを行った。但し、チェルノフ等
の実験における温度測定は試料そのものの温度ではなく、試料を入れてある石英アンプル管の外側の温度を熱電対により測定したものであり、その意味の誤差を
含むものである。
図7.2-7にはチェルノフ等の試料温度変化になるべく近くなるように電気炉内側の温度プログラムを設定したときの内側各位置における温度を示す。このような炉内壁温度分布および時間変化を与えてシミュレーションを行ったときのGe試料温度分布とその変化を図7.2-8に示す。チェルノフ等の実験ではこの図に対応する温度分布とその変化が与えられているが、シミュレーション結果はほぼチェルノフ等の値に近いものとなっている。
炉壁の温度分布とその時間変化をより見やすくしたものを図7.2-9に示す。図に示すように炉の加熱と冷却はかなり早く短時間に行われており、これは燃焼加熱のためと考えられる。このような加熱冷却における固液界面の移動の様子を図7.2-10に示す。
同
図(a)はシミュレーション上では加熱開始直後（0秒）から240秒までを、同図(b)はその後600秒までで固化が完了するまでを示す。同図(a)から
わかることは、融解過程では固液界面は液側に対して大きく凸となっているが、融解が終わり成長に転ずると種結晶の外側から固化が始まるため、固液界面は急
速に平面状となり、その形状を維持しつつ成長が行われ、最後に界面は液側に凹となり固化が完了する。ここで注目すべきことは、成長時固液界面が驚くほど平
面に近く、その状態でほとんどの成長が行われる点である。チェルノフ等は成長した結晶が非常に低転位（<200/cm²）であったと報告しているが、急速成長が重要であることは当然のことながら、この固液界面の平坦性も大きく寄与しているものと考えられる。
シ
ミュレーションと実験の不一致については最後に見る。シミュレーションでは、固化の終了は600秒、すなわち10分であるが、微小重力の時間は約6分であ
り、実際の成長はもっと早く行われるものと考えられる。今回のシミュレーションは石英アンプル管の外側の温度をGe試料温度としているが、現実の試料温度
はより高温になっている可能性がある。しかし、ロケット実験のような短時間かつ急速加熱・冷却実験でもこのように平坦な固液界面が得られることが明らかと
なった意味は大きい。
図7.2-5　地上実験用縦型ゴールドミラー炉の模式図　　
図7.2-6　シミュレーションに用いた炉内の模式図　　
図7.2-7　シミュレーションに用いた炉内壁温度分布　　
図7.2-8　前図の温度分布により与えられるGe試料上温度分布　　
図7.2-9　炉内壁温度プログラムの三次元表示　　
図7.2-10　固液界面移動のシミュレーション結果　　
7.2.1.4 1gリファレンス実験
地上（1g下）でフライトと同一のコンフィギュレーション及び同一の実験条件で1gリファレンス実験を行った。
本実験の目的は次のとおりである。
a.フライト実験結果との対比として1g下での実験結果を得る。
b.TGFがフライトコンフィギュレーションで正常に機能することを確認する。
(1) 試験コンフィギュレーション
試験コンフィギュレーションは可能な限りフライト実験と同一にした。フライトと1gリファレンス実験でのコンフィギュレーションの違いを次に示す。
1gリファレンス時

---

フライト時

---

・TGFサブシステム単体で実施
MGESに搭載されている
・実験信号（実験開始信号、実験準備信号）をAGEから受ける
実験信号は実験支援系（BUS）からうける
・シーケンスに沿った真空排気装置による真空引き
地上においては真空排気装置による真空排気、宇宙では差圧を利用した真空排気
・試料が水平に設置されるようにTGFをセットした
微小重力下
・VTRテープは試験用テープ
フライト用テープ
・VTRに画像記録するとともにビデオライン信号を直接モニタした
VTRに画像記録
(2) 実験方法
実験協力者が作製したゲルマニウム封入アンプル管の高温部側にカーボンロッド及びカーボンクロスを詰め更にカーボンシートを巻き付けた。これは、熱の吸収を良くするためである。これをさらに石英製のカートリッジに収め接着剤で固定した。
実験のプロファイルとしては、打ち上げの230秒前から予熱をはじめ、微小重力状態に入った後2分間の加熱で融解させた後、1分間界面を保持、その後3分間で固化させるという方針をとった。実験結果のカートリッジ温度からはほぼその傾向になっていたことがわかる。
(3) 試料ベーキング
1g
リファレンス実験は2回実施しており、1回目の実験では試料部からの脱ガスが多く、真空断熱が悪化し十分な昇温が得られず試料がほとんど融解しないという
事態が生じた。そこで対策としてカートリッジ全体を予め十分にベーキングするようにした結果、その後はほぼ期待どおりの融解量を得ることができるように
なった。
試料のベーキングは炉体部に試料をセットし、試料最高温度を700℃に30分間保持することにより試料の脱ガス成分を取り除いた。なお、
フライト試料については急激な昇温及び高温状態にさらすことによる種結晶への転位の導入を避けるため、次のベーキング条件に見直した。
1gリファレンス実験時のベーキング条件
フライト時のベーキング条件
最高温度：700℃
最高温度：400℃
昇温・冷却速度：規定しない
昇温・冷却速度：250℃／時間
ベーキング時間：30分
ベーキング時間：2時間
(4) 実験プロファイル
1g
リファレンス実験では打ち上げ時の真空排気作業条件を考慮し、真空排気装置により2時間真空引きを行い、その後2時間真空維持（真空弁を閉めることによる
真空の維持）を行うようにした。真空度は炉体に取り付けたピラニゲージを用いてモニタし、加熱開始時（打ち上げ前230秒）に真空度が10^-2[Torr]台より高真空であることを確認した。
TGFの加熱は実験開始時刻（打ち上げ前230秒）にAGEから実験準備信号をTGFに送ることにより開始した。また、1gリファレンス実験ではビデオラインからの映像をその場でモニタし融解凝固を確認した。
(5) 実験後の評価・解析
実
験が適切に実施されたことはテレメトリデータによる試料温度データ、ヒータ温度データ、投入電力等を先に炉体部単体で実施した融解試験結果と対比すること
により確認した。また、VTR画像および実験試料の外観を調べることで試料融解凝固状態を評価するとともに実験試料はその後切断し、詳細に解析した。
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（２）Carbide Cutting tools設計
（３）鎢鋼エンド・ミル設計
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弊社の製品の供給調達機能は：
（１）生活産業～ハイテク工業までのエンド・ミル設計
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include solid carbide / HSS end mills, micro electronic drill, IC card
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信頼性

CAM

立方氮化硼C (Cubic Boron Nitride)是20世纪50年代首先由美国通用电气(GE)公司利用人工方法在高温高压条件下合成的，其硬度仅次于金刚石而远远高于其它材料，因此它与金刚石统称为超硬材料。
C 具有较高的硬度、化学惰性及高温下的热稳定性，因此作为磨料C 砂轮广泛用于磨削加工中。由于C 具有优于其它刀具材料的特性，因此人们一开始就试图将其应用于
切削加工，但单晶C 的颗粒较小，很难制成刀具，且C 烧结性很差，难于制成较大的C
烧结体，直到20世纪70年代，前苏联、中国、美国、英国等国家才相继研制成功作为切削刀具的C 烧结体——聚晶立方氮化硼PC
(Polycrystalline Cubic Boron Nitride)。从此，PC 以它优越的切削性能应用于切削加工的各个领域，尤其在高硬度材料、难加工材料的切削加工中更是独树一帜。经过30多年的开发应用，现在已出现了用以加工不同材料的PC 刀具材质。
1 PC 刀具材料及其切削性能

1.1 PC 刀具材料的种类
按添加成分分：有直接由C 单晶烧结而成的PC 和添加一定比例粘结剂的PC 烧结体两大类；按制造复合方式分：有整体PC 烧结块和与硬质合金复合烧结的PC 复合片两类。目前应用较广的是带粘结剂的PC 复合片，根据添加的粘结剂比例不同则PC 硬度也不同，粘结剂含量越多则硬度越低、韧性越好；粘结剂种类不同，则PC 的用途也不同，如表1所示为常见粘结剂的PC 刀具及其用途。
表1 常见粘结剂的PC 刀具及其用途
C 含量(%)－粘结剂种类－主要用途
～60－TiN－淬火钢
～70－TiC－铸铁
～70－Al2O3－铸铁
～90－AlN－高强度铸铁
～80－Co－耐热合金钢铸铁
1.2 PC 刀具的切削性能
由于C 晶体与金刚石晶体都属闪锌矿型，且晶格常数相近，化学键类型相同，因而C 具有接近金刚石的硬度和抗压强度，又因为其是由N、B原子所组成，因此具有比金刚石更高的热稳定性和化学惰性。PC 刀具材料主要性能如下：
（1）
具有很高的硬度和耐磨性。C 单晶的显微硬度为HV8000～9000，是目前已知的第二高硬度的物质，PC
复合片的硬度一般为HV3000～5000。因此用于加工高硬度材料时具有比硬质合金及陶瓷更高的耐磨性，能减少大型零件加工中的尺寸偏差或尺寸分散性，
尤其适用于自动化程度高的设备中，可以减少换刀调刀辅助时间，使其效能得到充分发挥。
（2）具有很高的热稳定性和高温硬度。C 的耐热性可达1400～1500℃，在800℃时的硬度为Al2O3/TiC陶瓷的常温硬度，因此，当切削温度较高时，会使被加工材料软化，与刀具间硬度差增大，有利于切削加工进行，而对刀具寿命影响不大。
（3）
具有较高的化学稳定性。C
具有很高的抗氧化能力，在1000℃时也不产生氧化现象，与铁系材料在1200～1300℃时也不发生化学反应，但在1000℃左右时会与水产生水解作
用，造成大量C 被磨耗，因此用PC 刀具湿式切削时需注意选择切削液种类。一般情况下，湿切对PC 刀具寿命无明显提高，所以使用PC
刀具时往往采用干切方式。
（4）具有良好的导热性。C 材料的导热系数低于金刚石但大大高于硬质合金，并且随着切削温度的提高，PC 刀具的导热系数不断增大，因此可使刀尖处热量很快传出，有利于工件加工精度的提高。
（5)
具有较低的摩擦系数。C
与不同材料的摩擦系数在0.1～0.3之间，大大低于硬质合金的摩擦系数(0.4～0.6)，而且随摩擦速度及正压力的增大而略有减小。因此低的摩擦系数
及优良的抗粘结能力，使C 刀具切削时不易形成滞留层或积屑瘤，有利于加工表面质量的提高。
2 PC 刀具应用于先进切削加工工艺
2.1 适用于高速及超高速切削加工技术
C
刀具最适合于铸铁、淬硬钢等材料的高速切削加工。由PC
刀具切削铸铁及淬硬钢时刀具后刀面磨损与切削距离的关系可以看出：当切削速度超过一定限度后，切削速度越高，PC
刀具后刀面磨损速度反而越小，即高速切削下刀具的寿命反而高，这一特点尤其适合现代高速切削加工。
2.2 硬态切削加工技术的最佳刀具材料
对淬硬件(硬度HRC55以上)的精加工，通常采用磨削加工方法来完成，然而随着刀具材料发展及车床(尤其是数控车床)加工精度的提高，以硬态切削代替磨削来完成零件的最终加工已成为一个新的精加工途径，这种以车代磨的工艺方法有以下优点：
（1）可提高加工柔性，突破了砂轮磨削的限制，通过改变切削刃及走刀方式可以加工出几何形状各异的工件；
（2）切削加工中的环保问题日益严峻，磨削加工产生的废液和废弃物越来越难以处理和清除，而且对人体有害，而硬态切削无须加冷却液，意义重大；
（3）切削效率高，加工时间短，设备投资费用小，可降低加工成本；
（4）切除相同体积所消耗的能量仅为磨削的20%，因此产生的切削热较少，加工表面不易引起烧伤和微小裂纹，易于保持工件表面性能的完整性；
（5）同样金属去除率情况下，硬态切削较磨削节省能源
 
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原作者：浙江工业大学机电学院 潘立 谢伟东
   
工程陶瓷具有许多优良的性能，比如较高的硬度和强度，很强的耐腐蚀、耐磨损、耐高温能力和良好的化学惰性等，因此在航空航天、化工、军事、机械、电子电器
以及精密制造领域的应用日益广泛。目前各发达国家如德、日、美、英等国非常重视工程陶瓷的开发及应用。80年代以来，各国竞相投人大量的资金及人力，在工
程陶瓷加工理论和技术、产品开发和应用等方面取得了很大的进展。
   
由于陶瓷材料的高硬度和高脆性，被加工陶瓷元件大多会产生各种类型的表面或亚表面损伤，这会导致陶瓷元件强度的降低，进而限制了大材料去除率的采用。对陶
瓷高效磨削加工而言，根本目标就是在保持材料表面完整性和尺寸精度的同时获得最大的材料去除率。目前陶瓷的加工成本己达到整个陶瓷元件成本的
80%～90%，高加工成本以及难以测控的加工表面损伤层限制了陶瓷元件更广泛的应用。
   
陶瓷材料广阔的应用前景和复杂的加工特性，都要求对陶瓷的磨削加工过程进行全面而深入的了解。从上世纪90年代开始，国内外学者进行了大量的研究，在陶瓷
磨削的新型方式、陶瓷磨削的材料去除机理、磨削烧伤、磨削表面完整性等的影响因素、不同磨削条件的最佳磨削参数等多方面都取得了积极的研究成果。本文主要
就陶瓷磨削的研究现状及发展状况进行了归纳和总结。
    1 陶瓷材料磨削机理的发展
    磨削机理的研究
   
由于砂轮的磨粒尺寸、形状和磨粒分布的随机性以及磨削运动规律的复杂性，给磨削机理的研究带来了很大的困难。在陶瓷磨削方面由于陶瓷的高硬度和高脆性，大
多数研究都使用了“压痕断裂力学”模型或“切削加工”模型来近似处理。20世纪80年代初，Frank和Lawn首先建立了钝压痕器、尖锐压痕器和接触滑
动三种机理分析研究模型，提出了应力强度因子公式K=aE·P/C2/3，根据脆性断裂力学条件K≥KC，导出了脆性断裂的临界载荷PBC＝Cb·K
，他又根据材料的屈服条件s≥sY，导出了塑性变形模式下临界载荷PYYC=s3/g3(或PYYC=H3Y/g3)。研究指出：陶瓷材料的去除机理通常
为裂纹扩展和脆性断裂，而当材料硬度降低，压痕半径小，摩擦剧烈，并且载荷小时，就会出现塑性变形。1987年，I.Inasaki
进一步提出，陶瓷材料以不同的方式被去除依赖于材料上缺陷的大小和密度，诸如裂纹、裂缝和应力场的大小。海野邦昭也在其专著中提出材料的去除机理受到高温
强度的影响
    1991年，东北大学郑焕文、蔡光起教授对含钼金属陶瓷进行磨削实验，通过测定单位磨削力，磨削能和磨削比，以及使用SEM对陶瓷表面和切削区域进行观察，探索了金属陶瓷材料的去除机理。
    1994年，Keio大学R.Rentsch首先将分子动力学方法用于磨削机理的研究，给出了第一个磨削过程的仿真结果用来阐述磨削中磨屑堆积的现象，并指出了磨削过程仿真与切削过程仿真的异同点。
   
1996年，美国麻省理工学院S.Malkin
对陶瓷磨削机理进行了综述，认为深人研究磨削机理是陶瓷材料实现低成本高效率磨削的基础。具体的研究方法概括为压痕断裂力学法和加工观察法。压痕断裂力学
模型是建立在理想化的裂纹系统和由压头所产生的变形的基础上的。该法将磨粒和工件间的相互作用，用理想的小范围内的压痕表示，分析应力、变形及材料去除的
关系。而加工观察法包括磨削力的测定，加工表面形貌与切屑的显微观察。两者均为陶瓷材料的磨削机理的研究提供了重要见解。
   
1999年，德国Kaiserslautern大学的G
Warnecke指出，在磨削新型陶瓷和硬金属等硬脆材料时，磨削过程及结果与材料去除机理紧密相关。材料去除机理是由材料特性、磨料几何形状、磨料切入
运动以及作用在工件和磨粒上的机械及热载荷等因素的交互作用决定的。另外，平面磨削过程还受到接触区动态特性的影响。
   
对普通磨削而言，在磨削机理和磨削工艺方面已经开展了广泛而深人的研究。在精密及超精密磨削、高速高效磨削特别是针对有特殊加工性能的陶瓷和玻璃等工程材
料的磨削机理和磨削工艺方面，国内外开展了一些研究，但还很不全面，尚未形成完整的理论体系，还需要进行更深入的研究，找出其内在的规律。
    材料的基本去除机理
    在陶瓷材料加工过程的研究中，最复杂的便是材料的去除机理。研究表明，在陶瓷磨削加工过程中，材料去除主要基于以下几种去除机理：晶粒去除、剥落、脆性断裂、破碎、晶界微破碎等脆性去除方式，粉末化去除和塑性去除方式等。
    材料的脆性去除机理
   
通常情况下，陶瓷磨削过程中，材料脆性去除是通过空隙和裂纹的成形或延展、剥落及碎裂等方式来完成的，具体方式主要有以下几种：晶粒去除、材料剥落、脆性
断裂、晶界微破碎等。在晶粒去除过程中，材料是以整个晶粒从工件表面上脱落的方式被去除的。1990年，K.Subramanian等指出晶粒去除的同时
有材料的剥落去除。剥落去除方式是陶瓷材料磨削中十分重要的去除方式工
。1992年，D.W.Richerson提出在材料剥落去除机理中，材料是因磨削过程中所生的横向和径向裂纹的扩展而形成局部剥落的。该方式的主要缺陷
是裂纹的扩展会大大降低工件的机械强度。1995年、1996年Xu、H.H.K，、Jahamir.S等人相继指出，对氧化铝、玻璃陶瓷、氮化硅、碳化
硅等陶瓷材料的加工表明，在陶瓷磨削过程中晶界微破碎和材料晶粒状位错在材料去除过程中也起了关键作用。1998 年，德国Achen生产工程研究所V
Sinhoff对杯形金刚石砂轮磨削光学玻璃进行了研究，重点是研究脆性了延性转变的特性，并将材料中的应力分布，裂纹几何形状等损伤看成是磨粒几何形
状，材料特性和外载荷等因素的函数，建立磨削评价模型，然后用T.G.Bifano能量守恒定律来描述材料的脆性去除向延性去除过程的转变过程。
    材料的粉末化去除机理
   
在精密磨削过程中，当磨削深度在亚微米级时，碎裂和破碎不会发生，此时主要可能产生材料粉末化现象。材料粉末化去除机理认为，磨削过程中磨粒会引起流体静
态压应力，该压应力所包围的局部剪切应力场引起晶界或晶间微破碎，从而产生材料粉末化现象。陶瓷材料晶粒因粉末化去除被碎裂成更细的晶粒，并形成粉末域。
    材料的塑性去除机理
   
塑性去除方式类似于金属磨削中的切屑成形过程，其中涉及了滑擦、耕犁和切屑成形，材料是以剪切切屑成形方式去除的。塑性去除机理主要是指陶瓷磨削的延性域
磨削。在一定的加工条件下，任何脆性材料均能够以塑性流动的方式被去除。压痕断裂力学模型预浏了产生横向裂纹临界载荷，在低于这一临界载荷加工条件时，材
料将以塑性变形去除为主。目前国内外许多专家学者在研究对陶瓷实现延展性磨削和半延展性磨削技术，以减少工件表面的微裂纹、裂缝，提高工件的使用性能。
    1989年，T.G Bifano
明确提出加工脆性材料的延性域磨削新工艺，认为采用高刚度高分辨率精密磨床，通过控制进给率，就可使硬脆材料以延性域模式去除材料，并给出了临界磨削深度
表达式：DC=0.15
(E/H)(KC)2，并根据能量守恒是律描述了延性域磨削时，进给率和材料特性的关系阅。1991年，BifanoT、DowTA
、ScattergoodRO采用配有超精密进给控制装置的专用磨床对陶瓷材料的延性域磨削进行了系统的研究。研究结果表明，对于各种脆性材料在对应的脆
性转变时的磨削进给量与材料性能(如断裂韧性、硬度、弹性模量)之间存在一定的关系。在磨削深度足够小的情况下，所有脆性材料将以塑性流动的方式去除而不
是以脆性断裂方式去除的 。
   
延性域磨削方式虽能获得相当好的表面质量，但效率较低且加工成本高。采用高的砂轮磨削速度可以增加塑性流动并可得到高磨除率。1993年，Inoue
等人用120#金刚石砂轮磨削RESN的实验结果表明，在170m/s
速度下，工件表面崩裂的比例由25m/s的48%降到12%。1994年，KOvch等使用陶瓷结合剂金刚石砂轮在160m/s速度下磨削陶瓷，获得
5100的高磨削比。1996年，Malkin
等进行的研究则进一步说明，高速超高速磨削中的表面破碎减少和塑性流动的显著增加可能与在较高磨削温度下所形成的玻璃相有关。
   
实际磨削过程的影响因素很多，如机床刚度、磨削深度、砂轮速度、磨粒尺寸、形状、几何角度及温度等。要实现延展性磨削，其条件相当苛刻。目前大多数采用半
延展性磨削，这时加工表面是由微破碎面和塑性变形完成切削的大平面交互混合形成的，能使表面缺陷减少到最低限度，获得良好的加工表面完整性，提高工件的强
度等使用性能。半延展性磨削过程中，陶瓷材料通过磨粒作用处大量的微破碎和塑性变形被去除。当磨粒的切削刃切入工件引起的应力场比缺陷小时，材料将以塑性
变形的方式被去除；相反当应力场大于缺陷时，裂纹扩展引起的局部集中的脆性破坏将起主要作用。由于砂轮上磨粒的钝锐、高度分布之别，各个磨粒的磨削深度不
同，使得材料通过脆性破坏和塑性变形的共同作用而被去除，从而实现了半延展性磨削。
    柯宏发等人提出，在对陶瓷进行半延展性磨削时，由于陶瓷的导热性能较差，冷却液的迅速冷却会加大陶瓷的脆性，导致表面产生微裂纹。如果要获得良好的加工表面，应不使用冷却液，以使陶瓷尽可能的以塑性变形的方式去除。
    2 陶瓷磨削方式的新发展
   
新型陶瓷材料的研究开发不断推动和促进陶瓷加工技术的发展，另一方面，这些新型磨削方式的产生也为陶瓷材料的应用提供了强有力的工艺支持。由于陶瓷材料特
殊的加工特性，传统的磨削方式很难达到实际应用的要求，所以人们一直在探索新型的陶瓷磨削方式。近年来兴起的超声振动磨削、ELID(在线电解修整金刚石
砂轮)、ECD(电化学在线控制修整)、ECDM(电化学放电加工)、MEEC(机械—电解—电火花磨削)等都是很有代表性的新型复合加工方式。这些磨削
方式不仅可以解决难切削材料的加工问题并提高加工效率，而且可以改善加工质量。现分别简述如下：
   
超声波磨削超声加工是在加工工具或被加工材料上施加超声波振动，在工具与工件之间加人液体磨料或糊状磨料，并以较小的压力使工具贴压在工件上。加工时，由
于工具与工件之间存在超声振动，迫使工作液中悬浮的磨粒以很大的速度和加速度不断撞击、抛磨被加工表面，加上加工区域内的空化、超压效应，从而产生材料去
除效果。它与其它加工方法结合形成了各种超声复合加工方式。其中超声磨削较适用于陶瓷材料的加工，其加工效率随着材料脆性的增大而提高。
   
华北工学院辛志杰等人进行了超声振动珩磨磨技术研究，开发出了超声振动折磨装置。此项技术在高效率光整加工陶瓷等硬脆材料中具有很大潜力。王军等人指出超
声振动塑性磨削与普通塑性磨削的材料去除机理也不同，超声振动塑性磨削除了使材料剪切破坏外，还使材料在高频振动下发生疲劳破坏，加速材料的去除，故比普
通磨削效率更高。实现超声振动塑性磨削的条件不仅与磨削深度有关，还与振幅和频率有关。超声振动磨削不仅可以采用较大的磨削用量，还能减少可观的砂轮修整
时间，故加工效率比普通磨削高一倍以上。天津大学提出超声波磨削加工能够综合超声波加工和高速磨削加工的特点，加工效率高于超声波加工十倍左右，可改善工
件的表面质量．对陶瓷材料的微孔加工有重要价值。
    ELID(在线电解修整金刚石砂轮)
   
ELID磨削是一种在加工过程中使用电解修整砂轮和常规机械磨削相结合的新颖磨削方法。在ELID磨削过程中，微弱电解作用使砂轮表面的金属结合剂微量地
不断电离溶解，而且由此生成的易于破裂的钝化膜又能使磨屑不致粘附在砂轮上，因此可以确保始终有一定数量的磨粒突出在外。在有选择的使用结合剂的基础上，
能实现高效磨削和镜面磨削。该技术首先由日本物理化学研究所的大森整(
Hitoshiohmori)等人于1987提出，他们采用微细磨粒铸铁纤维基金刚石砂轮，对硅片进行精密加工；采用普通机床在磨削过程中进行砂轮的在线
修整，实现了硅片的镜面磨削。1995年，大森整又对ELID进行了进一步的研究，用几微米至亚微米金刚石磨粒的铸铁基砂轮对单晶硅，光学玻璃和陶瓷进行
ELID磨削，系统地研究了磨粒尺寸与粗糙度的关系。加工后的表面粗糙度达几个埃，从而可代替研磨与抛光。
    MEEC(机械—电解—电火花磨削)
   
电解、电火花复合磨削加工工艺(MEEC)是一种以机械磨削为主的三复合加工方法，它将机械、电学、化学作用综合运用，实现高速、高精度加工。其工作原理
是在砂轮旋转的过程中，当不导电部分与工件相接触时磨粒对工件产生机械磨削作用，当导电部分接近工件时，由喷射到砂轮和工件间的磨削液引起电解作用而改善
加工表面质量。在导电部分脱离工件表面的瞬间所发生的火花放电，除了在一定程度上去除工件材料外，由此产生的高温还使砂轮上磨粒周围的结合剂熔化和气化而
保持砂轮的锋利，并使陶瓷等某些工件材料因受热而利于磨削。该法能对无法采用电火花、电解加工的非导电材料(陶瓷)进行加工。广东大学通过对MEEC方法
的研究，提出了降低能耗、提高加工效率、改善加工精度的途径。
    ECD(电化学在线控制修整)
   
1999年，D.Kramer等人提出了ECD技术，该研究与ELID不同，ECD过程不需要形成氧化膜和氢氧化物膜，而是通过测定磨粒刃口和工件表面状
态来控制电化学的修整过程，研究结果表明该技术在磨削陶瓷、PCBN、PCD和硬质合金过程中，可以显著改善材料的表面质量。2000
年，D.Kramer等人进一步提出采用可控电化学工艺在线修整金属结合剂砂轮可为磨削用传统磨削方法极难加工的新型切削材料提供了全新的途径。
    ECDM(电化学放电加工)
   ECDM是将电化学加工(ECM)与放电加工(EDM)结合起来的可控在线电化学加工。瑞士苏黎士的M.Schoepf等人称其为整形修锐金属结合剂砂轮和经济高效地磨削陶瓷材料的理想方法。
    3 结束语
   
综上所述，陶瓷材料的加工技术的发展，各种新型磨料、粘合剂的应用，特别是新型磨削方式的出现，为陶瓷材料在更广泛的领域内得以应用创造了条件；而陶瓷材
料磨削机理的发展，尤其是陶瓷材料去除机理的理论研究在国内外得到了很大的发展，又为陶瓷材料的进一步应用提供了理论基础。目前，非稳态磨削与无损伤磨削
等领域的研究也引起人们的关注。可以预见，在不久的将来，随着理论研究的深人与新型加工技术的不断出现，陶瓷磨削技术一定会在更多领域内得到应用和推广。
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歡迎來到Bewise Inc.的世界，首先恭喜您來到這接受新的資訊讓產業更有競爭力，我們是提供專業刀具製造商，應對客戶高品質的刀具需求，我們可以協助客戶滿足您對產業的不同要求，我們有能力達到非常卓越的客戶需求品質，這是現有相關技術無法比擬的，我們成功的滿足了各行各業的要求，包括：精密HSS DIN切削刀具、協助客戶設計刀具流程、DIN or JIS 鎢鋼切削刀具設計、NAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 航太切削刀具,NAS航太刀具設計、超高硬度的切削刀具、醫療配件刀具設計、複合式再研磨機、PCD地板專用企口鑽石組合刀具、粉末造粒成型機、主機版專用頂級電桿、PCD V-Cut刀、捨棄式圓鋸片組、粉末成型機、主機版專用頂級電感、’汽車業刀具設計、電子產業鑽石刀具、木工產業鑽石刀具、銑刀與切斷複合再研磨機、銑刀與鑽頭複合再研磨機、銑刀與螺絲攻複合再研磨機等等。我們的產品涵蓋了從民生刀具到工業級的刀具設計；從微細刀具到大型刀具；從小型生產到大型量產；全自動整合；我們的技術可提供您連續生產的效能，我們整體的服務及卓越的技術，恭迎您親自體驗！！
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ようこそＢｅｗｉｓｅ　Ｉｎｃ.の世界へお越し下さいませ、先ず御目出度たいのは新たな
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弊社の全般供給体制及び技術自慢の総合専門製造メーカーに貴方のご体験を御待ちしております。
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BW специализируется
в научных исследованиях и разработках, и снабжаем самым
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/ быстрорежущая сталь, а также двигатели, микроэлектрические дрели, IC
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material with high-tech coating to supply cutting / milling tool for
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include solid carbide / HSS end mills, micro electronic drill, IC card
cutter, engraving cutter, shell end mills, cutting saw, reamer, thread
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原材料夹杂、疏松、脆性元素偏析或碳化物液析、网状、带状、nsk轴承不幸免匀偏聚等缺陷在加工工中不被消除或改善时，都会造成应力集中，削弱套圈基本强度，成为裂纹源。预防措施是坚持主渠道供货，尽量采购质量稳定可靠的钢材，加强对购进钢材的入库检查，从源头把好关。
二、生产与设备
1.锻造：锻造过程中若产生过烧、过热、内裂成网状碳化物等都会降低套圈的韧性和强度。所以必须始终严格控制加工温度⒀芳尤群投秃笊⑷忍跫?如喷雾冷却)等，特别是地较大品种套圈终锻后，温度在700℃以上的，不得堆积摆放。
2.热处理：对热处理设备密切监控是车间一项重要工作。
监测设备的可靠性。对仪表、热电偶等重要温控器具须密切监控，确保测量数据准确可靠；对误差超标的要及时更换，严禁带病运行。
监测数据的记录。必须恢复各热处理设备的温度记录装置，以便对设备工作全过程(夜班为重点)实业有效监控，nsk进口轴承使热处理质量具有较强的可追溯性，杜绝虚假记录和随意性，同时为ISO9000质量体系提供完整的数据资料。
淬火冷却条件。为解决中大型品种轴承套圈软点等缺陷，应测定淬火油的成分和性能，不合要求的要预以更换，以快速淬火油替代，以增强淬为介质淬透能力，改善淬火冷却条件。
严格回火工艺。针对断裂现象发生较多的品种，在其套圈粗磨后进行二次回火，这样既可进一步稳定套圈的组织和尺寸，又可减沁磨削应力，改善磨削变质层性能。近期已对22328/02及22236/02两个品种实行二次回火工艺，有待售后跟踪反馈验证。
3.磨削工序的监控。成品轴承套圈不允许有磨削烧伤和磨削裂纹存在，特别是内圈改锥度的配合面上不得有烧伤。套圈若酸洗后应进行全检，剔出烧伤产品，严重烧伤的不能返修或返修不合格的应予报废，不允许有磨削烧伤的套圈进入装配工序。
4.标识管理，钢材入库后到套圈磨削前，各工序必须严格管理，严格区分GCr15和GCr15SiMn两种不同材质材料和产品。
三、套圈过载断裂和疲劳断裂的可能性同时存在，特别是服役条件差的轴承(如22328等)。对套圈断裂现象的研究，不仅要从材料和生产过程中产生的缺陷这些角度去考虑，还要对轴承零件的结构尺寸、加工测量手段、加工工艺、轴承服役条件等因素进行研究分析。
1.轴承结构和服役条件。不同的结构适合不同的服役条件；轴承零件结构不同其加工工艺就不尽相同，也就影响到其质量。因此我们应开发新结构产品，以适应不同的服役条件，并可在轴承使用说明上注明其适合的服役条件或性能，以方便客户的选择。
2.加强工艺研究，改善加工工艺，提高加工质量，减少加工中产生缺陷的可能性。如在热处理上，对较大品种内外圈，尽量用中下限淬火加热温度，适应延长保温时间，来提高合金化浓度，增加马氏体的断裂强度，并在保证质量的前提下选用较高的回火温度以增强工件的冲击韧性。
3.改进加工监测手段，促进加工质量的改进。如改进流通道曲率位置的监测，提高轴承装配后的整体性能，改善轴承工作状况。
 
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磨
削烧伤及其常用检查方法在机械类产品中，很多重要零部件如轴承、齿轮、曲轴、凸轮轴、活塞销和万向节等，在热处理之后均需经过磨削加工。相比之下，磨削时
单位切削面积上的功率消耗远远超过其它加工方法，所转化热量的大部分会进入工件表面，因此容易引起加工面金相组织的变化。在工艺参数、冷却方法和磨料状态
选择不当的情况下，工件在磨削过程中极易出现相当深的金相组织变化层(即回火层)，并伴随出现很大的表面残余应力，甚至导致出现裂纹，这就是所谓的磨削烧
伤问题。零部件的表面层烧伤将使产品性能和寿命大幅度地下降，甚至根本不能使用，造成严重的质量问题。为此，生产企业一方面通过执行正确、科学的工艺规
范，减轻和避免出现磨削烧伤现象；另一方面，加强对零部件的检验，及时发现不合格工件，并判断正在进行的磨削工艺状况。但长期以来，对工件表面磨削烧伤的
检验，除了最简单的目测法外，就是采用已延续多年的传统方法——酸洗法，即在被检零部件表面涂上酸液或将其浸入盛有按规定配制的酸液槽中。之后(或在把工
件取出后)，根据表面呈现的不同颜色，对磨削烧伤的程度作出相应的判断。一般地说，若色泽没有变化，就表明情况正常；而当颜色变成灰色，则说明已有烧伤情
况存在，随着色化工泵变得越来越深，表示工件表面因温度更高，引起的磨削烧伤更为严重。传统检查方法虽然简单易行，但有着很大的局限性，主要是工件表面耐腐蚀泵蚀，即使为无问题的零部件，也不能再予以使用。传统方法执行的实际上是一种破坏性检查。从以上描述可知，酸洗法本质上属于定性检查，难不锈钢水泵对磨损烧伤程度做出定量的说明。鉴于上面两点，采取传统方法时，只能采用抽检的方式，且样本很小，欲对所执行的工艺过程作出较确切的评价并予以改进是很困难的。 玻璃钢泵表明，酸洗法检验只能反映因金相组织结构变化引起的硬度下降这种情况，对于工件表面存在的残余应力则无法反映，放在全面揭示磨削烧伤的程度上显得不足塑料泵 另一方面，由于使用了酸液，企业增加了消除环境污染的负担；传统检查方法的规范化可靠性水平较低，更难以制定可操作性强往复泵标准。 一种新颖、高效的磨削烧伤检测方法——磁弹法 1. 工作原理 磁弹法即BN法(Barkhansen液下泵ise Method)，是以1919年发现的物理学Barkhansen效应为基础开发的一种测试方法，它能有效地对磨削烧伤进行测试。近年来，利用磁弹法深井泵测试仪器已在零部件表面磨削烧伤检测中逐步得到应用，并充分显现出优越性。众所周知，出现磨削烧伤的那些零部件，主要由潜水泵料制成。在正常情况下，其磁序(体现在多晶体的磁畴结构里)呈有规则的排列。但如前所述，磨削烧伤后产生的金相组织变化及可能出现的很大残余应力都将引起磁畴结构内的磁序变化。Barkhansen效应自吸泵顽(磁)力，即改变被颠倒极性所需要的磁场强度是与铁磁性材料晶格结构错位和残余应力等的程度有关的。利用BN法探测被检零部件表面磨削烧伤的机理就在于此。机械密封是在BN法基础上开发的检测仪器的工作原理示意图。图1 BN法检测仪器工作原理示意图 图1a中，“门”形电感线圈形成的磁场在计量泵所产生的效应取决于工件表面磨削烧伤的实际状况，而由此在工件周围所形成的磁场又会使测头在测试区域的感应线圈中产生相应的电信号，而小型泵直接与工件磨削烧伤的程度有关。图1b是据此研制的测试仪器的组成框图，箭头反映了整个工作过程：由电感线圈引起相应的作用磁场，通过被检工件，进而在传感头中产生对应的检测信号(称为B信号)，该B信号经胶体磨滤波等处理环节，最后被显示和输出。磨削烧伤的物理表现主要是因表面金相组织结构变化产生回火层所引起的硬度下降，以及在表面出现的残余应力(拉应力)。图1所示的检测仪旋片真空泵对它们都能作出敏感的反映(见图2)。图2a中的横坐标表示硬度值Rc，而纵坐标表示输出的B信号幅值。随着被检工件表面硬度值Rc由高向低变化，检测仪器输出的相应水环真空泵号幅值将由小到大，即硬度低对应的检测信号高，硬度高对应的检测信号低。仪器对表面残余应力的反应见图2b，从中可见，当残余应力由小到大，即由负(压应力)向正(拉应力)变化时，检测仪器输出水泵应B信号幅值将由低向高变化。图2 BN法检测仪器能够敏感反映出磨削烧伤的硬度及残余应力变化 2. 评定特征水泵销售定标上述由仪器特殊设计的激磁电路和传感装置产生的检测信号，乃是Barkhansen磁弹法效应的一种量化表达上海水泵mn(magnetoelastic parameter)标志。mp与被检测工件表面的变异状态，如残余应力成比例，其数值能在仪器的屏幕上显示磁力泵利
用mp来反映工件磨削烧伤的程度从本质上来说是一种比较测量的方式，为了能够真正地对其做准确的定量描述，还必须解决“定标”的问题。定标包括二项内
容：①确定不合格品的界限。有目的地制作一批样品，其中包括有一些磨削烧伤程度不同的工件，利用酸洗法按用户的评定标准对它们作出不同的判断后，将介于合
格／不合格临界状态的若干工件通过仪器求得相应的mp值，然后取其平均值作为不合格的界限；②进行校准。校准就是找出特征值mp与采用酸洗法确认的磨削烧
伤程度之间的相关性。具体来说，就是需确定一个相关系数MAGN，并利用仪器控制面板上的拨盘予以设置，MGAN值的范围从0到99，一般尾数取5或0。
为此，可在前面的样品中找二根表面状态差异较大的工件，选定工件上的某一位置，在检测仪器上的MGAN取值间隔为5或10时，以静态方法读出二组对应的
mp值，如
MGAN为30时，在二个工件上测出2个mp值，在MGAN为40时又得到2个，直到MGAN=90。两两相减后必然能得到一个最大值，以这时的MGAN
值作为相关系数，在面板上予以设置。注意：在实际执行“定标”时，也可先利用第一项中的样件求得相关系数MGAN，然后再找出不合格品界限。否则，在前一
项操作中，会由于任意设置的MGAN(一般取50或60)给界限值带来一些偏差。应用实例尽管在汽车行业中，不少场合都可以采用这种以BN法为基础研制的
磨削烧伤测试仪器，但相比之下，对发动机凸轮轴中各挡凸轮的检测是用的最多的。这一方面是因凸轮乃承重件，工作条件差；另一方面是由于凸轮圆周方向不同曲
率半径的特点可能会造成磨削过程中表面状态的差异，在这种情况下，出现磨削烧伤的机率会增大。图3为该仪器示意图，它是一种高效率半自动检测设备，很适合
于在批量生产条件下的汽车发动机厂、内燃机厂使用。首先，针对不同的凸轮轴，需配备一根精确加工的轴向定位器，其纵向开有一排缺口，每个缺口对应一个被检
凸轮。在开始测量前，必须仔细调整其在机体上的位置，在确保传感器支臂嵌入任一缺口时，测头正好对准相应凸轮，此时就可以利用带捏手的螺钉，把轴向定位器
固定在机体上。操作者在启动设备后，被测工件即在驱动顶尖带动下开始旋转，此时，操作者只要简单地提起传感器支臂上的手柄，使传感器沿着机身上的一圆柱导
轨移动，当到达第一个被检凸轮时，轻轻地放入手柄。在手柄嵌入定位器缺口的同时，测头在测力弹簧作用下压在凸轮表面，随着工件的回转实施动态检测。期间，
连续输出的BN信号会在设备一侧的控制柜显示屏上以曲线形式呈现。当完成一周的测试后，操作者再次提起传感器支臂上的手柄，使测头脱离第一个被检凸轮，移
动至下一个进行测量，直到全部凸轮测毕，返回起点。 1.机体 2.传感器和交臂 3.驱动顶尖 4.死顶尖(尾架) 5.轴向定位器 6.尾架手柄
7.轴向定位器固定捏手 8.导向销 9.限位螺丝 10.停止挡块 图3
BN法磨削烧伤测试仪器示意图尽管只是一台半自动设备，但操作便捷，效率很高，检查一个工件，如一根四缸发动机的凸轮轴，包括装卸也不到2分钟。目前，以
磁弹法原理为基础研制的这类新型磨削烧伤检测仪器已经产品化，在很多行业得到了成功的应用。针对不同被测工件的特征和各个用户的需要，这类新型检测仪器可
设计、制造成不同的型式，有逐点测量的静态方式，也有上述那种连续动态测量方式。至于仪器能探测的深度，取决于实际被检工件材料的导电率、导磁率以及所确
定的激磁频率。仪器都配两种激磁频率，3-15kHz和70～200kHz。按磁弹法原理研制的这类新型仪器的检查深度一般范围为0.01～1.5mm，
但通常工件表面磨削烧伤发生的深度是0.02～0.2mm。国内在这方面虽刚刚起步，但已经采用的场合除了上述汽车发动机行业的凸轮轴外，还有轴承行业中
的套圈，显示了相当广阔的前景。
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▼浸炭処理▼
●浸炭処理の種類と特徴
浸
炭処理は加工性の良い低炭素鋼または低炭素合金鋼を機械加工した後、その表面層の炭素量を増加させ、表面層のみを焼入硬化する処理法である。その内部は硬
化不能で柔軟な組織のままであるため、処理品はじん性が高く、表面層は耐摩耗性を維持できる。自動車部品・船舶部品等をはじめ、各種の機械部品に幅広く応
用され、最も普及している表面熱処理である。
古くから行われていた固体浸炭を始め、昭和30年代初期に我が国に導入実用化された液体浸炭、続いて
ガス浸炭、最近では真空イオン浸炭と種類は多い。下表は主な4種類の浸炭法について、ごく一般的な特徴を示したもので、実際には処理品の形状・処理量・処
理費・処理後の寸法精度などあらゆる面からの検討が必要であろう。最近ではガス浸炭が後述するいくつかの雰囲気を用いて、利用が大幅に増加している。
全硬化層深さ[mm]
長所
短所
固体浸炭
0.25～3.0
大物部品の処理が可能
少量生産向き
設備費が安い
硬化層のばらつきが大
過剰浸炭がしやすい
作業環境がやや悪い
液体浸炭
0.05～1.0
小物部品の処理に有利
薄い硬化層が可能
設備費が安い
廃水処理設備が必要
浸炭防止が困難
ガス浸炭
0.25～3.0
炭素濃度の調節が可能
自動化が容易
多量生産向き
設備費が高い
量産でなければ処理費がやや割高
真空浸炭
0.5～3.0
作業環境が良好
処理品の光輝性が良好
粒界酸化の面で有利
設備費が高価
薄い硬化層がやや困難
処理費が割高になりやすい
●固体浸炭と液体浸炭
固体浸炭法は固形浸炭とも呼ばれ、非常に古くから行われている方法で、簡単な設備で手軽に処理できること・他の処理で設備に装入出来ないような大型部品にも適用できる点から今後とも利用されると考えられる。
固体浸炭剤の主成分は木炭であるが、処理品を浸炭剤とともに浸炭箱に詰めて密閉し、一定時間900～1000℃に加熱して浸炭させ箱ごと冷却する。処理品は冷却後に取り出して、焼入れされる。
浸炭して炭素が加熱中の鉄に個溶した状態を「Fe+C」で示せば、浸炭反応は以下の(1)～(3)式で表される。
1) C + O_2 → CO_2
2) C + CO_2 → 2CO
3) 2CO + Fe → [Fe + C] + CO_2
す
なわち、浸炭箱中の酸素(O_2)と木炭によって生じた一酸化炭素(CO)によって、浸炭反応が行われる。浸炭反応を活発にするために、浸炭促進剤として
炭酸バリウム(BaCO_3)・炭酸カリウム(K_2CO_3)などが木炭に混合される。硬化層にばらつきが多いが、これは浸炭剤の熱伝導が悪いことと浸
炭箱の外側と中心部とで昇温時間に差のあることに起因するもので、浸炭箱に充填する際に注意が必要である。
液体浸炭はシアン化ソーダ(NaCN)
を主成分とする塩浴(溶融状態のKCl・BaCl_2など化学薬品の槽)によって行われるが、処理品は浸炭と同時に窒化も受けるので、正確には浸炭窒化処
理の一方法である。処理品を塩浴中に浸漬して浸炭した後、油焼入する簡単な工程で行われるが、浸炭反応は以下の(4)～(5)式で表される。
4) 2NaCN + O_2 → 2NaCNO
5) NaCNO + CO_2 → NaCN + CO
最初に、空気中の酸素や炭酸ガス(CO_2)に触れて、NaCNの一部はシアン酸ソーダ(NaCNO)に変わる。さらに、このNaCNOが分解して、COと原子状の窒素(N)を生じ、浸炭と窒化が行われる。
反応が複雑であるので反応式の一部は省略したが、900℃前後の処理ではほとんど浸炭反応だけであるが、それより低温に移行するにつれて窒化反応が活発になり、処理品表面層中の窒素量が増加する。
NaCNは有毒であることから公害問題が発生し、高価な廃水処理設備を付属させるか排水を外部に排出しないように対策しない限り、処理の実施は許されない。この点からNaCNを含まない塩浴の開発も行われ、一部で実用化しているといわれている。
●ガス浸炭
■ガス浸炭反応
ガス浸炭に用いられる実用的な浸炭性雰囲気のガス組成の一例を下表に示すが、これらは混合ガスの形で供給される。
ガス組成(%)
CO_2
CO
H_2
H_2O
CH_4
N_2
吸熱式変成ガス
0.2
20.7
38.7
0.6
0.05
残り
滴下式分解ガス
0.3
34.8
残り
0.8
0.5
----
実際には他にO_2、Ar等も含まれるが、各ガスは高温において鋼との間に還元性・酸化性・浸炭性・脱炭性・窒化性などを示す。
次表に高温における各ガスの反応性を示す。
ガス名(化学記号)
還元性
酸化性
浸炭性
脱炭性
その他
酸素(O_2)
強
強
炭酸ガス(CO_2)
強
強
一酸化炭素(CO)
強
弱
水素(H_2)
強
弱
水(H_2O)
強
強
メタン(CH_4)
強
強
プロパン(C_3H_8)
強
強
ブタン(C_4H_10)
強
強
窒素(N_2)
不活性
アルゴン(Ar)
不活性
アンモニア(NH_3)
窒化性
また、N_2およびArは不活性ガスと言われて一般的には鋼と反応しない。
以下に鉄との間の各反応式を示す。
6) 2Fe + O_2 → 2FeO
7) Fe + CO_2 ⇔ FeO + CO
8) Fe + H_2O ⇔ FeO + H_2
9) Fe + 2CO ⇔ [Fe + C] + CO_2
10) Fe + CO + H_2 ⇔ [Fe + C] + H_2O
11) CO + H_2O ⇔ CO_2 + H_2
12) CH_4 ⇔ C + 2H_2
(6)～
(8)式は酸化還元反応で、式中の⇔は反応がどちらにも進むことを示したもので、その方向はガスの混合によって決定される。右に進めば(→)酸化され、左
に進めば還元され鋼は処理中光輝状態である。ここでFeOは酸化鉄の一つの形をあげたもので、実際にはFe_2O_3、Fe_3O_4も生成される。
(9)～
(10)式は浸炭脱炭反応で、右に進めば浸炭が進行し、やがて鋼中のC量が増えもせず減りもせずに一定になる。これを平衡になるといい、この反応を平衡反
応と呼んでいる。このときのC量を平衡炭素濃度(カーボンポテンシャルとも呼ばれる)といって、浸炭性雰囲気の性能はこの形で表される。
(11)～(12)はガス相互間の反応で、(11)式は水性ガス反応、(12)式はメタンの熱分解反応で、いずれも浸炭反応の基礎になっている。
■雰囲気の調節と浸炭処理
浸炭処理の仕様は普通、硬化層深さと表面硬さで規定される。以下に雰囲気調節の手順を示す。
処理の
仕様
┌
┤
└
硬化層の深さ
──
処理時間
──
肉厚による補正
┐
├
┘
雰囲気の
調節
┌
┼
└
露点法
CO_2量法
O_2センサ
表面硬さ
──
表面炭素量
──
合金量による補正
硬化層深さは処理時間に左右される。また、処理品の肉厚によって昇温時間に差があることから補正が必要となる。
浸炭は表面反応で炭素が鋼に浸入し、内部に向かって浸透する拡散現象で成立しているため、浸炭法の如何にかかわらず、全浸炭層深さは計算で求められる。しかし、実際の硬化層深さは後述するように有効硬化層深さで決定されるので全浸炭層深さより少ない。
上記手順内の表面硬さは表面炭素量(通常処理後のC量0.8%が目標値)によって左右され、合金元素の添加量によって若干の補正が加えられる。これらの要素を考慮して、雰囲気の調節は露点法・CO_2法・O_2センサ法のいずれかで行われる。
我が国に雰囲気熱処理が導入された初期においては、操作が簡単なことから露点計による調節が行われていた。露点とは気体中の水分量(H_2O)を示す値で、水蒸気の飽和状態の温度で表される。
各種の雰囲気調節機器の性能を下表に挙げる。
原理
機械名称
感度
応答速度
炉温10℃
当りの変動
露点法
CO_2分析法
O_2センサ法
デューセル露点計
赤外線ガス分析計
ジルコニアセル
0.05%C
0.02%C
±0.015%C
12～15分
9秒
1秒
±0.04%C
±0.06%C
±0.04%C
露
点法に比べて感度が高く応答速度も速いため、赤外線分析計によるCO_2量制御法とジルコニアセル(O_2センサ)による起電力測定法が大幅に実用化され
ている。他に、処理後の厚さ0.05～0.1[mm]の箔の化学分析法、直径0.05～0.1[mm]の鋼線による電気抵抗測定法、ガスクロマトグラフに
よる雰囲気組成分析法などがあるが、いずれも自動制御への応用に難点がある。
前述の浸炭性雰囲気のガス組成の一例に示した変成ガスはキャリアガス
(搬送ガス)とも呼ばれ、処理炉内に送入される。加熱は浸炭と拡散時期に分けられるが、浸炭時には浸炭性の上昇を目的として、エンリッチガス(増炭ガス)
としてC_3H_8が添加される。エンリッチ量は2%以下であるが、これにより露点およびCO_2量は低下する。
エンリッチ時には最表面層のC量
は1.3～1.5%となる可能性も考えられるが、この際の最表面C量の低下・硬さ分布の改善・有効硬化層の増加を目的としたのが拡散処理である。有効硬化
層とは浸炭後焼入れのままか、200℃以下の焼戻しした硬化層の表面からビッカース硬さ550の位置までの距離である。また、硬化層の表面から深部に向
かって硬さまたは組織の差異が区別できない位置までの距離を全硬化層深さと呼んでいる。
滴下式分解ガスはアルコールなどを主体にした液体原料を直
接炉内に滴下し、その分解生成ガス中にて各種の熱処理が可能である。浸炭処理を行う場合、雰囲気組成は異なるが基本的な浸炭反応には大きな差はないと考え
られる。他に、省エネルギ・省資源を加味した熱処理技術として注目されているのが窒素ベース雰囲気であるが、欧米からの研究報告が多く、我が国でも実用化
が進んでいる。
■浸炭後の熱処理と硬化層
浸炭後に徐冷した断面部の組織から概略の炭素濃度分布が判別できる。表面部の組織はパーライト(C量 : 0.8%)100%で、200[μm]くらいから一部フェライトが出始め、全浸炭層500～600[μm]程度と考えられる。
浸炭後、本格的な熱処理は次の順序で行われる。
1) 一次焼入れ(粗大化した結晶粒の微細化)850～920℃油冷(水冷)
2) 炭化物の球状化(浸炭部のじん性回復)
3) 二次焼入れ(浸炭部の硬化)750～800℃油冷(水冷)
4) 深冷処理(残留オーステナイトのマルテンサイト化)-50～-80℃空冷
5) 焼戻し150～200℃空冷
上記の処理を全て行うことは処理費の上昇に結びつくので、量産品では二次焼入れ・焼戻しのみを採用する場合も多い。逆に、特殊な強度を要求される部品では炭化物の球状化および深冷処理の適用も十分考えられる。
浸炭焼入加工についてはJISで規定されているが、以下に表面硬さのばらつきの許容値と硬化層深さのばらつきの許容値を示す。なお、表中の1号とは特によい品質を要する物、2号は一般用との物をさす。
加工品の区分
表面硬さのばらつき(HV)
単体内
同一ロット内
500以下
500を超える物
500以下
500を超える物
1号
2号
35
45
60
80
55
80
100
140
硬化層深さ[mm]
深さのばらつき
有効硬化層深さ[mm]
全硬化層深さ[mm]
単体内
同一ロット内
単体内
同一ロット内
0.5以下
0.5を超え 1.5以下
1.5を超え 2.5以下
2.5を超える物
0.1
0.2
0.3
0.5
0.2
0.3
0.4
0.6
0.2
0.3
0.4
0.6
0.3
0.4
0.5
0.7
●真空浸炭と真空イオン浸炭
真
空浸炭は真空操作と高温浸炭の利点を組み合わせて開発された技術で、一度炉内を真空にした後、やや減圧されたC_3H_8などの浸炭性ガス
(300～400[Torr])を送入して行われる。短時間で所定の浸炭層が省エネルギにも適していると考えられる。しかし高温処理であるので、処理後の
変形や結晶粒の粗大化に注意が必要である。
真空イオン浸炭は処理品を加熱室に装入し、炭化水素系ガス(主にC_3H_8)の減圧雰囲気中で加熱す
ると同時に処理品(陰極)と放電電極の間にグロー放電を起こさせる。この時発生する炭素イオンを加速し、処理品表面に衝突浸入を行わせる方法である。最初
炉内を10^(-2)～10^(-3)[Torr]まで排気し、H_2を導入して表面を清浄化(クリーンアップ)するので、真空浸炭と並んで処理品表面の
高輝度は高い。
●ガス浸炭窒化処理
浸炭窒化処理(浸炭浸窒処理ともい
う)は800℃以上の温度で鋼の表面に炭素と窒素を同時に浸入させる処理であるが、塩浴による方法とガスによる方法がある。ガス浸炭窒化処理は浸炭性雰囲
気にNH_3(5%以下)または窒化性化合物(滴下式の場合)を添加して行われるが、その利点は次の通りである。
1) 浸入窒素の影響によりA_1変態点が下がり、浸炭より低い焼入れ温度の採用が可能となり、焼入れ変形が減少する。
2) 浸入窒素の影響により焼入れ性が良くなるため、炭素鋼でも焼入れが容易となり、焼割れの面でも有利になる。
3) 浸炭と比較して、表面硬さおよび硬化層の均一性がよくなる。
4) スーティングが少なく、加工品表面が光輝状態である。
しかし、反面次の各点に注意を要する。
1) 表面層の炭素および窒素濃度が上昇しやすく、残留オーステナイトが生成しやすい。
2) トレイ・コンベヤなど炉内耐熱部品の寿命が低下する。
3) 雰囲気の調節が複雑になり、試料ガス採取用配管に白色生成物を生じやすい。
●浸炭処理に伴う欠陥と対策
浸炭処理は比較的安価な低炭素鋼をじん性の高い機械部品に加工できる優れた処理法であるが、高温加熱処理であるので処理に伴う欠陥も発生しやすい。以下に欠陥とその対策を示す。
■過剰浸炭
浸
炭時のカーボンポテンシャルが高すぎることにより発生する現象で、最表面にセメンタイトが塊状(粒状)または網目状に析出し、破損の原因になりやすい。ガ
ス浸炭では調節法の進歩によりほとんど認められないが、固体浸炭では観察されることがある。対策としては緩和浸炭剤の使用が望ましい。
■粒界酸化とその影響
長時間浸炭した表面層に発生する現象で、結晶粒界中のSi・Mn・Cr・Alなどの酸化物である。粒界酸化層厚さが13[μm]以上になると疲れ強さに大幅な影響を及ぼすと言われている。出来るだけ長時間処理を避け、炉内における酸化の防止が望ましい。
■残留オーステナイトと深冷処理
浸
炭後焼入れした鋼の表面にはオーステナイトが残留しやすいが、その量は鋼種・焼入れ条件・表面C量などによって異なる。残留オーステナイトは表面硬さを低
下させ、耐摩耗性の低下を招き、寸法精度の経年変化の原因となる。対策としては深冷処理(サブゼロ処理ともいう)の実施があげられる。

●参考資料６【伸尺の使用例】
大　物
中　物
小　物
伸尺値
（mm／1000）
6～8
7～8
10～12
備　考
大物肉厚形状
簡単
小物形状
簡単
薄肉
幾分収縮困難
リノキュアーやセメント型、ＦＣＤ450の例
●参考資料７【伸尺の使用例】
使用材料ならびにその個所
＋4／1000
軟質鋳鉄
＋8／1000
鋳鉄一般、薄肉鋳鋼の一部
＋9／1000
収縮の多い鋳鉄品、薄肉鋳鋼の一部
＋10／1000
同上とアルミニウム
＋12／1000
アルミニウム合金、青銅、鋳鋼（肉厚５～７mm）
＋14／1000
高力黄銅、鋳鋼
＋16／1000
鋳鋼（肉厚10mm以上）
＋20／1000
鋳鋼大物
＋22／1000
鋳鋼厚肉、ステンレス鋳物（18Cr-8Ni）
＋25／1000
鋳鋼厚肉、ステンレス鋳物（25Cr-12Ni）
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歡迎來到Bewise Inc.的世界，首先恭喜您來到這接受新的資訊讓產業更有競爭力，我們是提供專業刀具製造商，應對客戶高品質的刀具需求，我們可以協助客戶滿足您對產業的不同要求，我們有能力達到非常卓越的客戶需求品質，這是現有相關技術無法比擬的，我們成功的滿足了各行各業的要求，包括：精密HSS DIN切削刀具、協助客戶設計刀具流程、DIN or JIS 鎢鋼切削刀具設計、NAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 航太切削刀具,NAS航太刀具設計、超高硬度的切削刀具、醫療配件刀具設計、複合式再研磨機、PCD地板專用企口鑽石組合刀具、粉末造粒成型機、主機版專用頂級電桿、PCD V-Cut刀、捨棄式圓鋸片組、粉末成型機、主機版專用頂級電感、’汽車業刀具設計、電子產業鑽石刀具、木工產業鑽石刀具、銑刀與切斷複合再研磨機、銑刀與鑽頭複合再研磨機、銑刀與螺絲攻複合再研磨機等等。我們的產品涵蓋了從民生刀具到工業級的刀具設計；從微細刀具到大型刀具；從小型生產到大型量產；全自動整合；我們的技術可提供您連續生產的效能，我們整體的服務及卓越的技術，恭迎您親自體驗！！
BW Bewise Inc. Willy Chen willy@tool-tool.com bw@tool-tool.com www.tool-tool.com
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No.13,Shiang Shang 2nd St., West Chiu Taichung,Taiwan 40356 http://www.tool-tool.com
/ FAX:+886 4 2471 4839 N.Branch 5F,No.460,Fu Shin North
Rd.,Taipei,Taiwan S.Branch No.24,Sec.1,Chia Pu East Rd.,Taipao
City,Chiayi Hsien,Taiwan
Welcome to BW
tool world! We are an experienced tool maker specialized in cutting
tools. We focus on what you need and endeavor to research the best
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wide range of industries, like mold & die, aerospace, electronic,
machinery, etc. We are professional expert in cutting field. We would
like to solve every problem from you. Please feel free to contact us,
its our pleasure to serve for you. BW product including: cutting tool、aerospace tool .HSS  DIN Cutting tool、Carbide end mills、Carbide cutting tool、NAS Cutting tool、NAS986 NAS965 NAS897 NAS937orNAS907 Cutting Tools,Carbide end mill、disc milling cutter,Aerospace cutting tool、hss drill’Фрезеры’Carbide drill、High speed steel、Compound Sharpener’Milling cutter、INDUCTORS FOR PCD’CVDD(Chemical Vapor Deposition Diamond )’PCBN (Polycrystalline Cubic Boron Nitride) ’Core drill、Tapered end mills、CVD Diamond Tools Inserts’PCD Edge-Beveling Cutter(Golden Finger’PCD V-Cutter’PCD Wood tools’PCD Cutting tools’PCD Circular Saw Blade’PVDD End Mills’diamond tool. INDUCTORS FOR PCD . POWDER FORMING MACHINE ‘Single Crystal Diamond ‘Metric end mills、Miniature end mills、Специальные режущие инструменты ‘Пустотелое сверло ‘Pilot reamer、Fraises’Fresas con mango’ PCD (Polycrystalline diamond) ‘Frese’POWDER FORMING MACHINE’Electronics cutter、Step drill、Metal cutting saw、Double margin drill、Gun barrel、Angle milling cutter、Carbide burrs、Carbide tipped cutter、Chamfering tool、IC card engraving cutter、Side cutter、Staple Cutter’PCD diamond cutter specialized in grooving floors’V-Cut PCD Circular Diamond Tipped Saw Blade with Indexable Insert’ PCD Diamond Tool’ Saw Blade with Indexable Insert’NAS tool、DIN or JIS tool、Special tool、Metal slitting saws、Shell end mills、Side and face milling cutters、Side chip clearance saws、Long end mills’end mill grinder’drill grinder’sharpener、Stub roughing end mills、Dovetail milling cutters、Carbide slot drills、Carbide torus cutters、Angel carbide end mills、Carbide torus cutters、Carbide ball-nosed slot drills、Mould cutter、Tool manufacturer.
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ようこそＢｅｗｉｓｅ　Ｉｎｃ.の世界へお越し下さいませ、先ず御目出度たいのは新たな
情報を受け取って頂き、もっと各産業に競争力プラス展開。
弊社は専門なエンド・ミルの製造メーカーで、客先に色んな分野のニーズ、
豊富なパリエーションを満足させ、特にハイテク品質要求にサポート致します。
弊社は各領域に供給できる内容は：
（１）精密ＨＳＳエンド・ミルのＲ＆Ｄ
（２）Carbide Cutting tools設計
（３）鎢鋼エンド・ミル設計
（４）航空エンド・ミル設計
（５）超高硬度エンド・ミル
（６）ダイヤモンド・エンド・ミル
（７）医療用品エンド・ミル設計
（８）自動車部品＆材料加工向けエンド・ミル設計
弊社の製品の供給調達機能は：
（１）生活産業～ハイテク工業までのエンド・ミル設計
（２）ミクロ・エンド・ミル～大型エンド・ミル供給
（３）小Ｌｏｔ生産～大量発注対応供給
（４）オートメーション整備調達
（５）スポット対応～流れ生産対応
弊社の全般供給体制及び技術自慢の総合専門製造メーカーに貴方のご体験を御待ちしております。
Bewise
Inc. talaşlı imalat sanayinde en fazla kullanılan ve üç eksende (x,y,z)
talaş kaldırabilen freze takımlarından olan Parmak Freze imalatçısıdır.
Çok geniş ürün yelpazesine sahip olan firmanın başlıca ürünlerini
Karbür Parmak Frezeler, Kalıpçı Frezeleri, Kaba Talaş Frezeleri, Konik
Alın Frezeler, Köşe Radyüs Frezeler, İki Ağızlı Kısa ve Uzun Küresel
Frezeler, İç Bükey Frezeler vb. şeklinde sıralayabiliriz.
BW специализируется
в научных исследованиях и разработках, и снабжаем самым
высокотехнологичным карбидовым материалом для поставки режущих /
фрезеровочных инструментов для почвы, воздушного пространства и
электронной индустрии. В нашу основную продукцию входит твердый карбид
/ быстрорежущая сталь, а также двигатели, микроэлектрические дрели, IC
картонорезальные машины, фрезы для гравирования, режущие пилы,
фрезеры-расширители, фрезеры-расширители с резцом, дрели, резаки форм
для шлицевого вала / звездочки роликовой цепи, и специальные нано
инструменты. Пожалуйста, посетите сайт  www.tool-tool.com  для получения большей информации.
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is specialized in R&D and sourcing the most advanced carbide
material with high-tech coating to supply cutting / milling tool for
mould & die, aero space and electronic industry. Our main products
include solid carbide / HSS end mills, micro electronic drill, IC card
cutter, engraving cutter, shell end mills, cutting saw, reamer, thread
reamer, leading drill, involute gear cutter for spur wheel, rack and
worm milling cutter, thread milling cutter, form cutters for spline
shaft/roller chain sprocket, and special tool, with nano grade. Please
visit our web  www.tool-tool.com  for more info.

■巾木（中子）設定時の一般的留意事項
◆　現物型にできないか
◆　中子が傾くおそれはないか
◆　巾木の深さ、倒れ止めなど
◆　型被せ時、主型と干渉することはないか
◆　中子を納める際の勾配は充分か
▲図５　巾木（中子）の設定
■巾木設定の理由
◆　中心部は現物型が好ましいが掘り込み深さ（定盤厚さ）の関係上巾木とした
●参考資料５【巾木抜勾配の例】
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