銅系焼結摺動材料およびそれを用いる焼結摺動部材
【課題】高面圧下での軸受の耐焼付き性および／または耐摩耗性の向上と、異音の発生防止と、給脂間隔の延長とをねらいとした銅系焼結摺動材料と、この銅系焼結摺動材料を裏金に一体化させた焼結摺動部材を提供する。
【解決手段】Ｃｕ合金相を母相として、２．０〜３５重量％のＡｌと、２５重量％以下のＣｕと、０．０５〜１．５重量％のＣと、５〜４０重量％のＣｏと、５〜４０重量％のＮｉと、０．０５〜５．０重量％のＳｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｔｉ、Ｐ、Ｃｏ、Ｓｎの一種以上を含有するＦｅ合金相が、５〜５０重量％分散されてなる焼結組織からなる構成とする。
【解決手段】Ｃｕ合金相を母相として、２．０〜３５重量％のＡｌと、２５重量％以下のＣｕと、０．０５〜１．５重量％のＣと、５〜４０重量％のＣｏと、５〜４０重量％のＮｉと、０．０５〜５．０重量％のＳｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｔｉ、Ｐ、Ｃｏ、Ｓｎの一種以上を含有するＦｅ合金相が、５〜５０重量％分散されてなる焼結組織からなる構成とする。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、高面圧下での軸受の耐焼付き性および／または耐摩耗性の向上、異音の発生防止、給脂間隔の延長をねらいとした銅系摺動材料およびそれを用いる焼結摺動部材に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
従来、建設機械の作業機ブッシュのようなより高面圧、低速の条件下で使用される軸受材として、耐摩耗性を重視した浸炭もしくは高周波焼入れした鋼製のブッシュがグリース潤滑下にて用いられている。特に、この種の作業機では高面圧下で潤滑条件が厳しくなることから、作業時に不快な異音が発生するのを防止するために、前記鋼製ブッシュの摺動面に潤滑皮膜処理を施したり、グリースの潤滑性を高めるために多数のグリース溝を形成することが行われている。
【０００３】
また、前記グリースの給脂間隔を延ばすことによるイージーメンテナンス化の関係から、例えばＦｅ−Ｃ−Ｃｕを基本型とし、硬質なマルテンサイト基地の鉄系焼結摺動材料の気孔に潤滑油を含浸させた含油焼結軸受や、この鉄系焼結摺動材料に、より硬質な工具粉末やセラミック粉末を添加した含油焼結軸受等も、軽負荷の作業機部位において一部使用されている（非特許文献１参照）。
【０００４】
また、銅系焼結軸受材についても、Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ、Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ−Ｃ等の青銅系軸受が奨励されている。
【０００５】
作業機などの軸受部への給脂間隔を延ばすために、高力黄銅製ブッシュに、摺動部面積の３０％前後の面積の機械加工穴を設け、その穴を摺動方向においてオーバーラップするように配置し、この穴に固体潤滑剤の（多孔質）黒鉛を埋め込んだ軸受材料（例えばオイレス工業社製、５００ＳＰ）や、固体潤滑剤を多量に添加した金属焼結体（例えば東芝タンガロイ社製、ＳＬ合金）が利用されている場合もある。
【０００６】
また、高面圧条件下にて使用される複層焼結摺動部材としては、鋼鉄裏金金属と、この鋼鉄裏金金属に焼結と同時に接合される、銅１０〜３０重量部、黒鉛０．１〜６．５重量部、二硫化モリブデン０．１〜７重量部、残部が鉄からなる鉄系焼結合金層を含む滑りベアリングが、特許文献１において開示されている。
【０００７】
また、高面圧条件下で使用される銅系の複層焼結摺動材としては、固体潤滑成分としての黒鉛が３〜８重量％の範囲で分散含有された５〜１３重量％Ａｌ、３〜６重量％Ｆｅ、０．１〜１．５ＴｉＨの組成範囲のアルミ青銅系焼結摺動合金を燐合金板の接合層を介して鋼板に一体接合してなる複層焼結摺動材およびその製造方法が、特許文献２において開示されている。
【０００８】
前述の作業機ブッシュのように、高面圧下で、かつ極めて遅い速度で摺動するものにおいては、潤滑膜形成条件が極めて厳しくなる。前記鋼製ブッシュでは硬さの点で高荷重に対してへたることはないが、容易に焼付いたり、不快な異音が発生し易いことが重要な問題となっており、給脂間隔を短くしてそれらの問題が発生しないように管理することが必要となっている。
【０００９】
前記作業機ブッシュとして、マルテンサイト基地の含油鉄系焼結摺動材を使用するものにおいては、へたりがなく、鋼製ブッシュに比べて焼付き性の点でかなり改善されるものであるが、作業機のように極めて低速、かつ高荷重下で使用される場合には、潤滑切れ状態が容易に起こるために、耐焼付き性の向上および異音発生の防止を十分に図ることができないという問題点がある。
【００１０】
さらに、焼結摺動材中の空隙に潤滑油を多量に含油させて摺動時の潤滑条件を改善するものにおいては、焼結体中に空隙が多く存在することによって逆に潤滑的な条件が悪くなり、耐焼付き性の向上および異音の発生を期待するほどに改善できないという問題点がある。
【００１１】
また、鋼製の作業機ピンと作業機ブッシュとの間の耐焼付き性を高めるために、異種材のＣｕ−Ｓｎ、Ｃｕ−Ｐｂなど青銅系材料を用いるものでは、高面圧下でへたってしまうという問題点と、潤滑条件が厳しいために極めて簡単に摩耗するという問題点がある。
【００１２】
これに対し、作業機ブッシュに、より硬質で、高強度の溶製された高力黄銅材を使用するものでは、へたりはほぼなく、鋼製ブッシュに比べて異音の発生がかなりの点で防止できるものの、前述のように潤滑切れが容易に起こるために、耐焼付き性の向上および異音発生の防止を十分に図ることができないという問題点がある。
【００１３】
また、より硬質で、高強度な溶製される高力黄銅材に穴あけ加工を施し、この穴に自己潤滑性の高い黒鉛を埋め込み、さらに黒鉛に潤滑油を含油させたブッシュにおいても、前述のへたりに関する問題は解決されるものの、黒鉛充填用の穴の面積率を通常２５〜３０％に抑えて使用されるため、作業機のように揺動しながら摺動する距離が短くなるに連れて潤滑の行き届かなくなる個所ができ、局所的な焼付きが発生するとともに、長時間にわたって十分な自己潤滑性が得られないという問題点があり、また黒鉛埋め込み用の穴あけ加工と黒鉛の充填等の工程がコストを顕著に引き上げるという問題点がある。
【００１４】
また、安価な作業機ブッシュとしてマルテンサイト基地の含油鉄系焼結摺動材を使用するものにおいては、へたりもなく、かつ前記鋼製ブッシュに比べて耐焼付き性の点でかなり改善されるものの、まだ十分でないという問題点がある。
【００１５】
一方、前記特許文献１に開示されているものでは、多量の固体潤滑剤を分散させていることから、耐焼付き性が改善されると考えられるが、多量の固体潤滑剤の分散および／または後述するその製造方法のために、鉄系焼結摺動材が極めて靭性に乏しく、強度不足となってその耐摩耗性が問題となり、また例えば削岩作業中に容易に破損するといった問題点がある。
【００１６】
また、この特許文献１に開示されている製造方法は、プレス金型中に鋼鉄製裏金金属とその内周面に鉄系焼結材料の混合粉末を配して、この混合粉末を５０〜３００ｋｇｆ／ｃｍ２の圧力で加圧成形した後に、金型から取り出して焼結する方法であるが、このような方法によれば、焼結密度が極めて低く、焼結時においてその鉄系焼結体が大きく収縮して、極めて不安定な焼結接合となること、焼結体強度が十分でないことといった問題点がある。
【００１７】
さらに、特許文献２に開示されている技術のように、耐焼付き性を高めるために、３〜８重量％（約１２〜３６体積％）に及ぶ多量の固体潤滑剤の黒鉛を高強度なアルミ青銅焼結材料中に含有させたものにおいても、Ｃｕ−Ａｌ焼結合金が軟質なα相組織であるために十分な耐焼付き性を示さず、その耐焼付き性を補う黒鉛を多量に含有することによる強度的な弱さから、十分な高面圧下での摺動特性が確保されず、また耐摩耗性においても十分でないという問題点がある。
【００１８】
また、この従来技術では、固体潤滑剤を多量に含有し、かつＳｎ等の液相発生成分を含有しないことから、金属焼結体では焼結性が困難となり、実用的な強度を得るためには焼結時に加圧処理を必要としている。例えば前記３〜８重量％黒鉛、８〜１０重量％Ａｌ、４〜６重量％Ｆｅ、０．２〜１．０重量％Ｔｉを適量として含有するＡｌ青銅系焼結摺動材料を燐青銅板の接合層を介して裏金に一体化した複層焼結摺動部材は、焼結時において加圧処理を必要としており、少なくとも一体化する工程におけるコスト高が避けられないという問題点がある。
【００１９】
【非特許文献１】「焼結機械部品−その設計と製造−」、日本粉末冶金工業会偏著、技術書院、昭和６２年発刊、Ｐ３３９
【特許文献１】特開平１１−１１７９４０号公報
【特許文献２】特開平５−１５６３８８号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００２０】
本発明は、このような問題点に鑑みてなされたもので、高面圧下での軸受の耐焼付き性および／または耐摩耗性の向上と、異音の発生防止と、給脂間隔の延長とをねらいとした銅系焼結摺動材料と、この銅系焼結摺動材料を裏金に一体化させた焼結摺動部材を提供することを目的とするものである。
【００２１】
より詳細な目的は、（１）Ａｌを含有するＦｅ合金相とＣｕ合金相によって顕著な耐凝着性の改善を図り、（２）Ｆｅ合金相のマルテンサイト組織化による耐摩耗性の向上を図り、（３）摺動時の発熱をＦｅ合金相の二次変態（規則−不規則変態および磁気変態）により吸熱して潤滑面での昇温を遅らせ、（４）硬質で、耐焼付き性に優れるＣｕ−Ａｌ系β相が、銅系焼結摺動材料中に液相として分散するＣｕ合金相および／または鉄合金相中に微細に析出分散するＣｕ合金相となるようにし、（５）気孔中への潤滑油の含油と固体潤滑剤の分散による低速度の境界潤滑でのスティック・スリップで発生し易い異音を防ぐようにした銅系焼結摺動材料を提供し、併せて、（６）鉄系焼結体を顕著に膨張させるＡｌと、収縮させるＣｕを含有させ、円筒状または略円筒状鉄系材料の内径面に接合させた複層焼結摺動部材を提供することにある。
【００２２】
さらに、耐焼付き性、耐摩耗性に優れたＦｅ合金相をＣｕ系焼結材料中に高濃度に分散させてなる銅系焼結摺動材料および焼結摺動部材を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００２３】
低速で、かつ高面圧下の潤滑切れが起こり易い摺動条件下で使用される作業機軸受材料は、適度の硬さを有しながら、耐焼付き性および／または耐摩耗性に優れた特性を持つことが必要であり、この結果として、異音の発生防止、給脂間隔の延長が達成されるものである。このような観点から、本発明では、このような特性を持つ材料として、Ｆｅ系合金規則相を形成し易いＡｌをＦｅ相中に含有するＦｅ−Ａｌ−Ｃｕ系、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系合金相が優れていることを明らかにした点に特徴がある。とりわけ、炭素を含有させたＦｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系合金相は、容易に焼結後の冷却段階でマルテンサイトおよび／またはベイナイト組織に焼入れ硬化することができることから、その耐摩耗性の改善に安価に対応することができる。
【００２４】
ＨＡＮＳＥＮの状態図集を参照すれば、実用的な軸受Ｆｅ系合金で規則相を示す系としては、Ｆｅ−Ａｌ、Ｆｅ−Ｓｉ、Ｆｅ−Ｃｏ、Ｆｅ−Ｎｉが挙げられるが、コスト的な観点からは、Ｆｅ−Ａｌ系、Ｆｅ−Ｓｉ系を主体に用いたものが極めて有効である。
【００２５】
また、Ａｌ、Ｓｉはともに鉄系摺動材料表面に酸化物層を形成し、耐食性、耐酸化性に優れる作用があり、前述の過酷な摺動条件下では、これらの酸化物層が金属同士の接触を防止して、その耐焼付き性を著しく改善することも好都合である。
【００２６】
なお、Ｆｅ−Ａｌ系、Ｆｅ−Ｓｉ系の規則相としては、Ｆｅ３Ａｌ、ＦｅＡｌ、Ｆｅ３Ｓｉ、ＦｅＳｉがある。これらの結晶はいずれもＢＣＣ構造であり、Ｆｅ原子とＡｌ原子および／またはＳｉ原子が極めて強力に引き付け合いながら、規則正しくそれら原子同士が最近接距離に配置されることから、この規則相の硬さは、規則度が高まるとともに、金属間化合物に近い硬さを示すことが良く知られている。しかも、Ｎｉ、Ｃｏを添加したＦｅ−Ａｌ系合金ではＦｅ−ＡｌとＮｉ−ＡｌもしくはＣｏ−Ａｌの２種の規則相への二相分離反応も関与することから、例えば６００℃での時効処理を施すか、焼結後の冷却速度を遅くすることによって、顕著に硬化させることができ、耐摩耗性の付与に極めて有効である。しかし、これらの規則相硬さがビッカース硬さＨｖ８００を越えることはなく、摺動材料として用いた場合においては、前述の相手摺動材となる作業機ピン表面が熱処理で硬化されているので、ブッシュによるアタックがなく、かつ摺動材自身が耐摩耗性に優れることは好ましいことである。
【００２７】
規則相が金属間化合物に近い硬さをもつことから類推されるように、Ｆｅ原子とＡｌ原子および／またはＳｉ原子が規則配列すると極めて安定である。その逆に、凝着によってその原子的配列が乱されると極めて不安定な状態になる。したがって、化学的な意味合いからして、鋼製の作業機ピンの凝着性を低減させることは摺動材料としての特性に好ましいのは明らかである。
【００２８】
さらに、規則的な原子配列が不規則化する段階においては、顕著な吸熱反応を伴うことから、本発明による摺動材料が摺動面における発熱を抑える作用を示すことはより好ましい。また、顕著な凝着によるのではなくても、摺動面が摩擦熱によって昇温する場合においても、規則相から不規則相への二次変態的な広い温度範囲での吸熱作用を持つことを利用することによって、結果的には耐凝着性を改善することが好ましいのは明らかである。
【００２９】
さらに、これら規則・不規則変態と同様な吸熱反応は、強磁性体から常磁性体に二次的変態する磁気変態によっても顕著に引き起こされるので、例えば規則・不規則変態温度と磁気変態温度とを調整することによって、更なる二次変態的な広い温度範囲での極めて顕著な吸熱作用を引き起こさせるように設計することが可能であり、耐凝着性の向上を図ることができることも本発明に係る摺動材料の特徴である。
【００３０】
Ｆｅ−Ａｌ系においては、ＨＡＮＳＥＮの状態図を参照して、Ｆｅ３Ａｌ規則相を発現する組成範囲を推定すると、一般の鉄系材料の摺動面が１００℃で焼付き性が始まるとすれば、前記Ｆｅ系合金相中のＡｌは少なくとも２〜２０質量％含有するのが適量である。同様に、Ｆｅ−Ｓｉ系でも、ほぼ同範囲の添加量が適当である。さらに、ＳｉとＡｌと適当に混ぜて使用することも好ましいが、その際の鉄系焼結摺動材料中のＦｅ系合金相において、１〜１０質量％のＳｉを含有し、Ａｌ＋Ｓｉを２１質量％以下含有するのが適当であることは明らかである。
【００３１】
前記Ｆｅ合金相において、Ｃｏ、Ｎｉの一種以上を５〜４０質量％含有し、Ｆｅ合金相の硬さをＨｖ３００〜８００に調整するのが好ましい。
【００３２】
なお、本発明のＡｌを高濃度に含有する鉄系焼結摺動材料を製造する際において、金属Ａｌの素粉末を添加する場合には極めて顕著な膨張性を示し、Ｆｅ−Ａｌ系、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃ系ではとても強度的な観点から摺動材料としての使用に耐えられない問題がある。そこで、本発明では、（１）燐（鉄）、Ｓｉ、Ｔｉの一種以上を０．２５質量％以上添加し、還元性を高めると同時に部分的な液相を出現させることによって焼結性を促進する、（２）１０質量％以上のＣｕ粉末を添加して、焼結初期においてＣｕ系の液相を発生させることによって焼結を促進する、（３）Ｃｕ粉末に固溶して融点を下げるＳｎ、Ｓｉ、燐、Ｍｎ等の元素を１０質量％の範囲内で調整して焼結性を促進する、という手段によって前述の顕著な膨張性を制御することとし、Ｆｅ−Ａｌ系を主体とする規則相焼結摺動材料および規則相がＣｕ系成分によって容易に製造できるようにした。
【００３３】
とりわけ、軟質なＦｅ粉末とＡｌ粉末の混合粉末を利用することによるその難焼結性を解決し、より安価な軸受を製造するために、Ｃｕ添加量を極力低減し、Ｓｎ、Ｔｉ、Ｐ、Ｓｉの一種以上を０．１〜５質量％の範囲内で添加することによって焼結性を改善することが好ましい。
【００３４】
また、１０〜５０質量％のＣｕの添加は、比較的低温側の焼結によってその材料の焼結性を高めるが、５０質量％以上の添加では焼結時の液相量が多くなり過ぎ、焼結体の保形性が悪くなるとともに、コストが高くなる。
【００３５】
また、炭素を添加した場合には鉄合金相へのＣｕの固溶度が少なくなることによって同一Ｃｕ添加量同士で焼結時の液相量を比較した場合には液相量が多くなるので、Ｃ添加によってＣｕ添加を少なくすることができることもコストを下げるのに良い。
【００３６】
前述のＡｌの添加による膨張は、Ａｌ添加量が多いほど大きくなるために、それを抑えるためのＣｕ添加量も多くなる問題がある場合には、金属Ａｌ粉末の添加量を抑え、Ｆｅ−Ａｌ合金粉末を利用することが極めて有効である。あるいは、Ｆｅ−Ａｌ合金粉末、Ｃｕ−Ａｌ合金粉末などを利用することが、Ａｌの合金添加方法として好ましいこともある。
【００３７】
さらに、前記鉄系焼結摺動材料を製造する際において、その摺動材料中のＦｅ合金相組成に近いＦｅ系合金粉末とＣｕ粉末を混合成形して焼結することが、成形性の困難さを避けるため、また顕著な焼結時の膨張性を抑えるために好ましいことであるが、Ｆｅ系合金粉末の入手性と粉末コストが高いことが問題である。
【００３８】
前記Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系焼結摺動材料における適正なＣ添加量は焼結後の冷却によって得られるＦｅ合金相硬さ（Ｈｖ＝２５０〜８５０）によって、０．０５質量％以上が好ましく、その上限は、Ｆｅ合金相中にセメンタイト粒子を分散させて耐摩耗性を向上させる観点から１．５質量％とするのが好ましい。ここで、前記Ｆｅ合金相は、マルテンサイト、ベイナイト、粒状セメンタイトの一種以上の組織からなっているのが良い。
【００３９】
なお、前記冷却によって鉄系焼結摺動材料のＦｅ合金相がマルテンサイトおよび／またはベイナイト組織となるようにＦｅ合金相の焼入れ硬化性および／または時効硬化性を高めるためのＳｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｐ、Ｔｉ、Ｗ、Ｃｏの一種以上の合金元素を各々０．１〜５質量％で含有されているのが好ましい。とりわけ、Ｎｉの添加は含有するＡｌ、Ｓｉ、Ｔｉと顕著な時効硬化性を示すので、耐摩耗性の観点からは好ましいが、コスト的な観点から５質量％以下に制限した。Ｎｉと同じ作用はＣｏの添加によっても認められる。このＣｏ添加量の上限についても同じ理由から５質量％とするのが良い。
【００４０】
なお、前述のようにＣの添加によって鉄系焼結摺動材料を焼入れ硬化する機能は、Ｃを含まない鉄系焼結摺動材料に浸炭処理を施して焼入れ硬化することによって実現させても良いことは明らかである。とりわけ、Ａｌを含有する本鉄系焼結摺動材料は、窒化、ガス軟窒化によって顕著に硬化されるので、耐摩耗性の改善には有効である。
【００４１】
さらに、前述のように前記鉄系焼結摺動材料のＦｅ合金相組成に近いＦｅ−Ａｌ系合金粉末とＣｕ粉末を混合成形して焼結することが、焼結時の顕著な膨張を抑える上で好ましい手段であるが、Ａｌを除いたＦｅ−ＣやＦｅ−Ｃ−Ｃｕ系焼結材料用混合粉末、またはその混合粉末にＡｌ添加量を最小限に抑えた混合粉末を２０００ｋｇｆ／ｃｍ２以上で加圧したプレス成形体を焼結すると同時に、Ｃｕ−Ａｌ系材料を溶融してその成形体に溶浸するか、もしくは前記プレス成形体を一旦焼結した後に、再度Ｃｕ−Ａｌ系材料を溶浸することによってＦｅ−Ａｌ−Ｃｕ系、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系焼結摺動材料を製造することが好ましい。
【００４２】
前記各発明において、前記鉄系焼結摺動材料の粒界に分散する元液相のＣｕ合金相および／または前記鉄系焼結摺動材料のＦｅ合金相中に析出する微粒子のＣｕ合金相が、Ｃｕ−Ａｌ状態図中に記載されるβ相および／またはその変態相を含んでいるのが好ましい。
【００４３】
本発明では、Ｃｕ−Ａｌに固溶して融点を下げるＳｎ、Ｓｉ、燐、Ｍｎ等の元素をＣｕに対して１０質量％以下の範囲内で調整して溶浸温度を下げるとともに、顕著に膨張性を制御することとし、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系を主体とする鉄系焼結摺動材料を容易に製造できるようにした。
【００４４】
ＳｎとＡｌは反発し合う性質を持ち、焼結時や溶浸後の冷却時においてＳｎが焼結体から排出され易い（発汗し易い）ことから、本発明では、ＳｎをＣｕ添加量に対して１０質量％以下の範囲で添加することによってその発汗を防止した。また、ＴｉはＡｌとも反応して本発明の鉄系焼結摺動材料中に分散するＣｕ合金相を強化する働きをする。さらに、ＳｎはＣｕ−Ａｌ合金系のβ相（ＨＡＮＳＥＮの状態図を参照）を安定化することから、Ｔｉの添加はＳｎの発汗を防止してβ相を出現し易くする働きをし、さらにそのβ相の出現によって摺動時の耐焼付き性を改善する（特開２００１−２７１１２９号公報参照）。また、Ｓｎが焼結体中に多く存在し得ることは、後述する裏金との接合性によっても好ましいことである。
【００４５】
また、Ｔｉの添加によって鉄系材料との接合性が顕著に改善されることは後述するように、本発明の鉄系焼結摺動材料を円筒状または略円筒状鉄系材料の内径面に焼結接合または加熱接合した複層の鉄系焼結摺動部材の製造に極めて重要である。
【００４６】
さらに、後述するように固体潤滑剤として黒鉛を分散させた本発明の鉄系焼結摺動材料においては、Ｃｕ−Ａｌ、Ｃｕ−Ｓｎ系合金液相と黒鉛の濡れ性が悪い問題があるが、Ｔｉの添加によって黒鉛表面にＴｉＣを形成させることによって濡れ性を顕著に改善することができる。
【００４７】
なお、後述するように、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ系焼結摺動材料中の各相のＥＰＭＡ組成分析（Ｘ線マイクロアナライザー分析）を行った結果、Ａｌ、ＴｉはＣｕ合金相よりもＦｅ規則相中へ濃化するのに対して、ＳｎはＣｕ系相へ濃化し、Ｐはほぼ均等に固溶することが明らかとなっている。また、Ｆｅ合金相中へ固溶するＣｕ濃度は約２５質量％、Ｃｕ合金相へ固溶するＦｅ濃度は約５質量％にまで及ぶことが明らかとなっている。
【００４８】
したがって、１０質量％以上のＣｕを含有するＦｅ−Ａｌ−ＣｕおよびＦｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系焼結摺動材料は、Ｆｅ合金相中には焼結時に最大でも約２５質量％のＣｕを固溶しているため、焼結温度からの冷却時や、低温度における時効処理によって、Ｆｅ合金相内部に微細なＣｕ合金相が析出することが予想される。とりわけ、析出するＣｕ合金相が前述の耐焼付き性に優れ（特開２００１−２７１１２９号公報参照）、かつ高硬度なβ相である場合には、Ｆｅ合金相自身の耐焼付き性向上に寄与することは明らかである。
【００４９】
また、Ｓｎは、Ｆｅ規則相へほとんど固溶せずにＣｕ系相に濃化して、Ｃｕ合金相の摺動特性を高めることが容易に理解できるが、本出願人が特開２００１−２７１１２９号公報において開示しているように、このＳｎは、Ｃｕ−Ａｌ系β相を顕著に安定化してβ相を出現し易くすると同時に、Ｃｕ合金相の融点を下げて易焼結性を高める働きをするが、Ａｌ共存下でＳｎが多量に添加された場合には、金属間化合物を多量に析出して顕著に脆化するので、このＳｎの添加量をＣｕ添加量の１０質量％以下とした。
【００５０】
さらに、前記β相のＣｕ合金相の摺動特性を高める、Ｓｎ、Ｔｉ、Ｎｉ、Ｍｎ、Ｓｉ、Ｐの一種以上の元素が共存することが望ましいことは明らかである。
【００５１】
なお、前記鉄系焼結摺動材料中のＣｕ合金相の分布や大きさ、後述する気孔の分散性や固体潤滑剤の分散性はその摺動材料の摺動特性や強度に深く関係することが良く知られており、鉄系焼結摺動材料に使用する鉄系粉末を６０μｍ（２５０メッシュ以下）で、より好ましくは４５μｍ（３２５メッシュ以下）の微細なものにすることが好ましい。
【００５２】
前述のように、前記鉄系焼結摺動材料の優れた摺動特性および耐摩耗性は、その摺動材料中のＦｅ合金相にあることは明らかであることから、本発明では、更に、Ｆｅ合金相成分範囲の粒子をＣｕ系合金マトリックスに分散させた銅系焼結摺動材料を開発した。
【００５３】
要するに、本発明による焼結摺動材料は、Ｃｕ合金相を母相として、２．０〜３５重量％のＡｌと、２５重量％以下のＣｕと、０．０５〜１．５重量％のＣと、５〜４０重量％のＣｏと、５〜４０重量％のＮｉと、０．０５〜５．０重量％のＳｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｔｉ、Ｐ、Ｃｏ、Ｓｎの一種以上を含有するＦｅ合金相が、５〜５０重量％分散されてなる焼結組織からなることを特徴とするものである（第１発明）。
【００５４】
ここで、Ｃｕ合金相において、少なくともＡｌ、Ｓｎ、Ｔｉの一種以上を含有し、Ｃｕ−Ａｌ状態図中に記載されるβ相および／またはその変態相を含んでいるのが好ましい（第２発明）。
【００５５】
また、前記銅系焼結摺動材料中に分散するＦｅ合金相が、マルテンサイト、ベイナイト、粒状セメンタイトの一種以上の組織からなっており（第３発明）、硬さがＨｖ＝２５０〜８５０の銅系焼結摺動材料とするのが好ましい。
【００５６】
さらに、潤滑油の軸受摺動面への均一供給を図る目的で、鉄系焼結摺動材料中に潤滑油を含有させる気孔を分散させることは、軸受の耐焼付き性を高めるだけでなく、軸受への給脂間隔を顕著に延長する効果があるので、本発明では、前述の軸受用鉄系焼結摺動材料中の気孔を規定した。
【００５７】
通常、鉄系焼結摺動材料および／または銅系焼結摺動材料は、０．５〜３０体積％の気孔を含有しているが、摺動材料としては気孔が通気孔である３体積％以上が望ましく、またその上限は焼結体強度の観点から３０体積％を越えないことが望ましい。
【００５８】
また、気孔中に含油する潤滑油の粘性は、使用条件によって種々変えることができる（例えばＩＳＯ粘度等級１００〜１５００）が、例えば作業機ブッシュのような高面圧、低摺動特性で使用する場合にはより高粘度な潤滑油を含浸することが好ましく、また耐熱性の高い合成潤滑油やそれと２〜１０質量％のワックス類を溶融させたもの等を含油しても良い。
【００５９】
また、前記多量の気孔を含有させる場合においては、潤滑性の優れたＰＡ（ポリアミド）等の樹脂やワックスを含浸させることも効果的である。
【００６０】
さらに、前記鉄系焼結摺動材料において、その耐焼付き性と耐摩耗性を改善するために、従来から良く知られている固体潤滑性の高い、黒鉛、ＭｏＳ２、ＷＳ２、ＭｎＳ、ＣａＦ２等の固体潤滑剤（３〜９質量％）を添加するのが好ましい（第５発明）。
【００６１】
なお、固体潤滑剤である黒鉛を鉄系焼結摺動材料中に分散させた場合には、０．０６〜１ｍｍの粒径が主体となる黒鉛に対して、前述の４５μｍ以下の微細な鉄系粉末を用いて黒鉛粒子を取り囲むことが好ましい。また、固体潤滑剤となる黒鉛は造粒等の手段で粒状に調整されることが好ましい。
【００６２】
さらに、前記黒鉛粒子周辺に不定形な気孔が多く存在すると、その位置での切欠き作用による強度低下が著しくなるために、後述するような溶浸方法を用い、その気孔を低減した鉄系焼結摺動材料が好ましく、またより多量の黒鉛を含有する際の鉄系焼結摺動材料の気孔率は、例えば０．１〜１０体積％のように、できるだけ少ない方が強度的な観点から好ましい。
【００６３】
また、黒鉛が鉄系マトリックス中に固溶していき、黒鉛周辺にセメンタイトなどの大きな炭化物を形成し、摺動時において相手材料を強烈に摩耗させる場合が多く、またＭｏＳ２、ＷＳ２においても、反応して硫化鉄や硫化銅を形成するので、固体潤滑材として、黒鉛、ＭｏＳ２、ＷＳ２などを分散焼結する場合には、固体潤滑材の表面に鉄との反応を防止するためのガラス系材料をコーティングした状態にすることが望ましい（特開平４−２５４５５６号公報参照）。
【００６４】
さらに、硬質分散粒子による耐焼付き性および耐摩耗性を改善する手段として、Ｍｏ（０．２〜１０質量％）、Ｗ等の金属粒子、酸化物、炭化物、窒化物等のセラミックス、超硬（Ｃｏ−ＷＣ系）、サーメット（Ｎｉ−ＴｉＣ系）、高速度鋼粉末等の炭化物、窒化物を含有する硬質分散材、さらにはＦｅＣｏ、ＮｉＡｌ、ＴｉＡｌ、ＮｉＳｉ、ＮｉＴｉ等の金属間化合物の一種以上が含有されているのが好ましい（第５発明）。
【００６５】
前記第５発明においては、少なくとも２〜９質量％の造粒された黒鉛が分散され、さらに０．１〜５質量％のＭｏＳ２、ＷＳ２、ＭｎＳが分散されているのが良い（第６発明）。
【００６６】
次に、固体潤滑剤を多く含有する強度の弱い本発明の鉄系焼結摺動材料を補強する目的、本発明の鉄系焼結摺動材料の使用量を少なくする目的等のために、本発明では、前述の鉄系焼結摺動材料を裏金に一体化して複層焼結摺動部材として利用することが好ましい。ここで、一体化方法としては、前記摺動材料をロウ付け、接着の各種方法や、この摺動材料を焼結する時に接合する焼結接合法による方法がある。
【００６７】
とりわけ、前述の銅系焼結摺動材料を裏金に焼結接合する方法としては、Ｃｕ−Ｓｎ、Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ系焼結摺動材料を裏金鋼板に焼結接合する従来からの方法が簡便に適用される。この方法は、前記Ｆｅ合金相成分の粉末を青銅系のＣｕ−Ｓｎ、Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ系粉末に混合した混合粉末や金属Ｃｕ、Ｓｎ、Ｐｂ粉末やそれらの合金粉末で調整した粉末との混合粉末を裏金となる鋼板上に散布し、７００℃以上の温度で一旦仮焼結接合した後、圧延機などの機械的手段でその仮焼結体を加圧成形して再度焼結して製造する方法であり、より高密度な焼結層を得るには、加圧成形と焼結とを繰り返すこととなる。
【００６８】
円筒状もしくは略円筒状の焼結摺動部材を得る場合には、鉄系焼結摺動材料を円筒状、略円筒状もしくは板状に成形・加工し、鉄系材料よりなる裏金に一体化するのが好ましい（第７発明）。
【００６９】
前記第７発明において、前記裏金となる鉄系材料の焼入れ性がＤＩ値＝２．０以下で、ガス急冷もしくは油焼入れによってもフェライト、パーライト、ベイナイトのいずれかの組織を示し、この裏金に焼結接合する鉄系焼結摺動材料中のＦｅ合金相の一部以上をマルテンサイト化することによって、この鉄系焼結摺動材料に圧縮残留応力が働くようにするのが好ましい（第８発明）。この場合、前記裏金となる鉄系材料の気孔率が３〜２０体積％に調整され、各気孔に潤滑油が含浸されているのが良い（第９発明）。
【００７０】
また、円筒状もしくは略円筒状に成形されて複層焼結ブッシュとされた複層焼結摺動部材においては、両端面部の外周面の面取りが内周面の面取りよりも小さくされているのが好ましい（第１０発明）。
【００７１】
さらに、前記第７発明〜第１０発明においては、円筒状もしくは略円筒状に成形された複層焼結摺動部材であって、スラスト荷重を受けて摺動するように前記裏金に鍔部が設けられ、この鍔部摺動面に焼入れ硬化処理が施されているか、もしくは耐摩耗材料および／または摺動材料が配されているのが好ましい（第１１発明）。ここで、前記耐摩耗材料もしくは摺動材料は、超硬、ステライト、鉄系耐摩耗材料、セラミックス、Ｃｕ系耐摩耗材料のうちの一種であり、これらが溶射、ロウ付け、焼結接合、溶浸接合、接着のうちのいずれかの手段で一体化されるのが良い（第１２発明）。
【００７２】
さらに、前記各発明における鉄系焼結摺動材料が前記鍔部摺動面において一体化されているのが好ましい（第１３発明）。
【００７３】
次に、円筒状もしくは略円筒状に成形された複層焼結摺動部材を製造するためには、
予め成分調整された鉄系焼結材料の成形体もしくは焼結体を、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料よりなる裏金の内径面に略内接するように配置し、前記鉄系焼結材料より低融点に成分調整された銅系または銅アルミニウム系材料を前記鉄系焼結材料の成形体もしくは焼結体に加熱しながら溶浸することによってその鉄系焼結材料を膨張させながら前記裏金に接合する方法とするのが好ましい。
【００７４】
なお、前記銅系焼結摺動材料中のＦｅ合金相を焼入れ硬化させるためには、少なくとも８５０℃以上の温度から冷却する必要があるので、焼結温度は８５０℃以上であって、焼結後の冷却速度によって焼入れ硬化するように、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｎ、Ｍｏなどの合金元素が調整されているのが好ましい。ただし、裏金鋼板は、その冷却速度において焼入れ硬化しないような、例えばＳＰＣＣや炭素鋼鋼板からなるのが好ましい。
【００７５】
また、前述の鉄系焼結摺動材料を同様の方法で複層焼結摺動部材とするには、Ｆｅ合金相粉末の添加量をより増大させると良いので、前述の基本的な製造方法は変わらない。
【００７６】
前記複層の鉄系焼結摺動部材の製造方法においては、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料の内径面に、その内径とほぼ同じか僅かに小さい外径をもつとともに、Ａｌを除いたＦｅ−ＣやＦｅ−Ｃ−Ｃｕ系焼結材料用混合粉末、またはその混合粉末にＡｌ添加量を最小限に抑えた混合粉末を、２０００ｋｇｆ／ｃｍ２以上で加圧成形した成形体を配置し、この成形体を焼結すると同時に、Ｃｕ−Ａｌ系材料を溶融してその成形体に溶浸することによって、その成形体内での焼結とＡｌ成分の拡散によって膨張が始まり、鉄系焼結摺動材料を鉄系材料の内径面に押し付けながら接合することができる。
【００７７】
なお、前記溶浸するＦｅ−ＣやＦｅ−Ｃ−Ｃｕ系のプレス成形体は、一旦焼結した後に、鉄系材料の内径面に配置して溶浸する方法であっても良いのは明らかである。
【００７８】
さらに、前記溶浸方法で作った鉄系摺動材料においても、溶浸後に再加熱することによってＡｌの合金化がより進行して更なる膨張性が出現することが容易に想定されることから、溶浸法で作った鉄系焼結摺動材料を鉄系材料内径面に配置して、再加熱して接合する方法を用いるのが良く、また、接合面に予め適正なロウ剤を配置し、その接合性を改善することも好ましい。
【００７９】
円筒状および／または鍔付き円筒形状の鉄系裏金材料の内径部に、前記鉄系焼結摺動材料を焼結接合してなる複層焼結摺動部材の製造原理は、その前記鉄系焼結摺動材料の焼結時に添加したＡｌが８００℃以上の低温側において顕著に拡散し始めることによって大きな膨張を引き起こし、その膨張によってその鉄系焼結摺動材料を鉄系裏金材料の内径面に押し付けながら焼結接合し、さらに昇温しながら８５０℃以上の温度で接合の主体となるＣｕ合金成分が溶融してその焼結性を高め、より高強度化させる点にある。
【００８０】
円筒状もしくは略円筒状にした前記鉄系焼結摺動材料を円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料の内径面にロウ付けする方法として、円筒状もしくは略円筒状に成形された複層焼結摺動部材の製造方法であって、鉄系焼結摺動材料を、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料よりなる裏金の内径面に略内接するように配置するとともに、それら焼結摺動材料と裏金との間にロウ剤を配置し、前記焼結摺動材料の内周面からの高周波加熱によってその焼結摺動材料を前記裏金に押し付けながらロウ付けすることが好ましい。なお、前記ロウ付け後に前記鉄系焼結摺動材料中のＦｅ合金相を焼入れ硬化させるには、ロウ付け温度が８５０℃以上であるのが好ましい。
【００８１】
前記鉄系焼結材料を焼入れ硬化させるために、炭素量はその必要硬さに応じて自在に調整されるが、通常は０．０５〜１．０質量％の範囲とするのが好ましい。さらに、本発明では、焼結接合後の冷却過程において、マルテンサイトおよび／またはベイナイトの一種以上が形成されて硬化するように、Ｎｉ、Ｍｏ、Ｃｒ、Ｗ等の一種以上の元素によって焼入れ性が調整され、かつ裏金の鉄系材料が焼入れ硬化されないようにして、冷却完了時点では鉄系焼結体が焼入れ変態によって膨張し、裏金によって圧縮応力が残留するように調整し、焼入れ時の裏金との剥離や焼結層の割れが発生しないようにするのが好ましい。
【００８２】
また、円筒形の軸方向への膨張収縮により割れが発生する場合には、その防止手段として、鉄系焼結材料の成形体を２つ以上多段積みに分けて焼結接合することが好ましい。
【００８３】
前記円筒状、略円筒状または板状の鉄系裏金材料としては、鋼、鋳鉄、焼結材料等が適用できることは明らかである。前記鉄系焼結摺動材料を一体化した複層の焼結摺動部材においては、より潤滑油を多く含有し、より長時間の給脂間隔を達成するために、鉄系焼結材料を裏金に利用し、この裏金中においても潤滑油を多量に含有させることが好ましい。
【００８４】
また、前記複層焼結摺動部材を製造するには、鉄系焼結材料を膨張させる金属であるＡｌを添加する鉄系焼結体においては、Ａｌを少なくとも０．１質量％以上含有することによって膨張性が顕著に確認されるので、鉄系焼結材料を膨張させる金属であるＡｌを少なくとも０．１質量％以上含有するとともに、高温度側で液相を発生させて焼結体強度と焼結接合性を確保するために、１０〜５０質量％のＣｕ、０．１〜１０質量％のＳｎおよび０．１〜１０質量％のＴｉのいずれか一種以上を含有してなり、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料よりなる裏金の内径と略同じか、または僅かに小さい外径を有する鉄系焼結材料よりなる円筒状の成形体を、前記裏金の内径面に挿入・配置し、
（ａ）７００℃以上の温度で所定時間加熱することによって、前記焼結材料を膨張させて前記裏金に焼結接合させ、
（ｂ）さらに昇温して８２０℃以上の温度で加熱することによりＣｕ系合金液相を発生させることによって、前記焼結材料を緻密化させる方法とするのが好ましい。
【００８５】
Ａｌの添加による膨張性は合金の拡散性が活発になる８００℃以上の温度域で顕著に現れ始め、Ｃｕが共存しない場合には１１００℃においても更に膨張し続けるが、例えばＣｕを１５質量％以上添加した場合には１０５０℃前後での液相の発生とともに収縮し始めることがわかる。
【００８６】
また、炭素を添加することによって、Ｆｅ合金相へのＣｕの固溶度を減じることになり、焼結時のＣｕの液相量が多くなり、より焼結性が促進される。
【００８７】
本発明では、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕの膨張収縮特性を利用して、８００℃以上で、かつ最大膨張を示す１０５０℃以下の温度域において収縮性にあまり寄与しない第三の合金元素を添加して液相を発生させることによって接合性を確保し、１０５０℃以上の温度での加熱によって鉄系焼結体の緻密化と焼結体強度の確保を図るようにした。なお、前記Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ系焼結摺動材料において、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料との焼結接合性を改善するための第三元素としては、少なくともＳｎ、Ｐ、Ｔｉ、Ｓｉの一種以上が選ばれる。例えばＳｎやＴｉを添加した場合においては大きな膨張性が発現されるが、Ｃｕと合金化されることによって、低融点化される特性を持つものである。各々の添加量としては、１〜１０質量％の範囲で調整されるが、作用効果とコスト的な観点からは５質量％以下とするのが好ましい。
【００８８】
とりわけ、Ｔｉは微量添加によっても、炭素を含む鉄相とＣｕ相の界面に炭化物を形成して、Ｃｕ液相との濡れ性を顕著に改善するので、添加量としては０．１質量％以上とするのが効果的である。
【００８９】
また、Ｐは燐鉄として炭素を含有する鉄系焼結体に添加した場合において膨張性を与えることは良く知られている。また、Ｃｕとの合金化では強力な還元作用を示し、内径面焼結接合技術においては極めて好ましい添加元素であり、燐鉄添加量としては、Ｆｅ−Ｃ固溶体に対するＰの固溶度が約１．２質量％であるので、Ｐ量として１．２質量％以下に抑えるのが好ましい。
【００９０】
前記焼結接合後の冷却過程において、炭素を含有するＦｅ合金相をマルテンサイト変態によって硬化させるとともに膨張させ、同時に前記裏金は焼入れ硬化させないように焼入れ性を調整することによって、前記焼結材料および焼結接合を強化する圧縮残留応力を作用させるようにするのが好ましい。
【００９１】
また、焼結摺動部材の製造は、
円筒状もしくは略円筒状に成形された複層焼結摺動部材の製造方法であって、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料よりなる裏金にスラスト荷重を受けて摺動するように鍔部が設けられ、この裏金の内径面に鉄系焼結摺動材料を焼結接合すると同時に、前記鍔部摺動面に耐摩耗材料および／または摺動材料を接合することにより行うのが好ましい。
【００９２】
ここで、前記耐摩耗材料および／または摺動材料は、少なくとも炭素１．５〜３．５質量％、Ｃｒ５〜１７質量％を含有する高炭素高Ｃｒ鉄合金焼結材料であるのが良い。
【００９３】
また、本発明では、前記円筒状および／または鍔付き円筒形状複合焼結摺動部材において、焼結材料と焼結接合する裏金面に潤滑油の溜り溝部を予め形成しておき、前記方法によって内径面に焼結接合することによって潤滑油を貯蔵できるようにし、含油工程において複合焼結摺動部材の含油量を増すようにした。また、このような潤滑油溜りを持つ軸受では、焼結層自身に強度を極端に低下させる気孔を、従来の含油軸受のように１５体積％と多量に形成する必要がなく、潤滑油溜りにある潤滑油が焼結層中に気孔を通じて摺動面に供給される程度の開気孔率が保証されれば良いので、焼結層中の開気孔率が十分に保証される気孔率である５体積％程度にまで焼結層を緻密化できることになり、高強度な含油焼結軸受が提供できるようになった。
【００９４】
また、本発明では、衝撃力による高面圧だけでなく、スラスト荷重のかかる状態での回転および／または揺動摺動時においても耐焼付き性に優れ、土砂の侵入に対する耐摩耗性とシール機能を付加した鍔付き作業機ブッシュを提供することができる。とりわけ、コスト的には前記鍔付き円筒形状の複層鉄系焼結部材の円筒状内径面に鉄系焼結摺動材料を焼結接合する際に、鍔部のスラスト部摺動環境に応じて、超硬、ステライト、鉄系耐摩耗材料、セラミックス、Ｃｕ系耐摩耗材料等の各種の摺動材料および耐摩耗材料を裏金になる鉄系材料にロウ付け、焼結接合、溶浸接合することが好ましい。
【００９５】
なお、後述する実施例においては、Ｆｅ−３質量％Ｃ−１５質量％Ｃｒ−２．３質量％Ｍｏ−２．１質量％Ｎｉ−０．２質量％Ｐの高炭素高Ｃｒ鉄系耐摩耗焼結材料を焼結接合したが、その焼結材料は建設機械の下転輪ローラ部のフローティングシール用材料として耐久性に優れた材料である。
【実施例】
【００９６】
次に、本発明による銅系焼結摺動材料およびそれを用いる焼結摺動部材の具体的な実施例について、図面を参照しつつ説明する。
【００９７】
（実施例１）
電解鉄（９９．９５質量％）とＡｌ、Ｃｏとを用いて、各種組成の合金を真空雰囲気下で溶解、製造し、鍛造後、小試験片に切り出し、それら合金の磁気変態温度（キュリー点、℃）と、硬さと熱処理との関係を調べた。
【００９８】
図１（ａ）（ｂ）には、０〜４０原子％Ｃｏ、０〜４０原子％Ａｌの組成のＦｅ−Ａｌ−Ｃｏ三元合金を１２００℃に加熱後急冷したもの（ａ）と、この急冷後に６００℃で１０時間時効処理したもの（ｂ）のそれぞれのビッカース硬さ分布が示されている。これらの図から、急冷したもの（図１（ａ））においても２５〜４０原子％Ａｌ、１５〜３０原子％Ｃｏの範囲においてわずかな硬化傾向が認められるが、６００℃で時効処理したもの（図１（ｂ））では、１５〜４０原子％Ａｌ、１０〜４０原子％Ｃｏの範囲において顕著に硬化する領域が存在することがわかる。
【００９９】
次に、図２には、図１（ｂ）において、０、１０、１５、２０、３０、４０原子％Ｃｏ断面におけるＡｌ濃度（原子％）と硬さとの関係が示されている。この図から、次のことがわかる。すなわち、０原子％Ｃｏ（Ｃｏを添加しない場合）においては、Ａｌ濃度の増加に伴って硬化している。この硬化割合は、急冷合金で観察された増加の程度にほぼ等しいため、６００℃での時効硬化現象がほとんど観察されていない。これに対して、１０原子％Ｃｏにおいては、１５原子％Ａｌ（約８質量％Ａｌ）において顕著に硬化し、２０原子％Ａｌにて最大硬さ（Ｈｖ＝６２０）に達した後、３０原子％Ａｌで時効硬化性が消失する。また、２０原子％ＣｏでのＡｌ添加の影響は、１０原子％Ａｌから時効硬化性が確認され、３０原子％Ａｌで最大硬さ（Ｈｖ＝７７０）に達した後、４０原子％Ａｌでほぼ時効硬化性が消失する。さらに、３０原子％Ｃｏにおいては、４０原子％Ａｌまで時効硬化性が確認されるが、４０原子％Ａｌに至ると顕著な時効硬化性はなくなる。
【０１００】
上述の結果からすれば、Ｃｏ添加による時効硬化性を効率的に発揮するには、１０〜３０原子％Ｃｏおよび１０〜５０原子％Ａｌの範囲で調整されるのが好ましく、より低温度側での時効硬化性はさらに、例えば５原子％程度の低Ａｌ、低Ｃｏ濃度側においても現れることは明らかである。なお、上述のようなＣｏの添加による顕著な時効硬化現象は、Ｆｅ系規則相の二相分離反応に由来することは明らかであり、同様の現象はＦｅ−Ａｌ−Ｎｉ系合金においても確認されている。さらに、同様の現象がＡｌの代わりにＳｉおよびＣｏ、Ｎｉの代わりにＭｎの合金元素を用いることにより得られるのは、熱力学的に予測される。
【０１０１】
図３には、１０原子％Ｃｏを添加したＦｅ−Ａｌ−Ｃｏ三元合金を、５℃／ｍｉｎの昇温、降温速度で測定した磁化曲線から求めた磁気変態温度（キュリー温度）とＡｌ原子％濃度との関係が示されている。なお、図中には、ＨＡＮＳＥＮの状態図に記載のＦｅ３Ａｌの規則不規則変態温度を熱分析、比熱、電気抵抗および磁気変態法等の測定方法によって調査した結果が併せて示されている。一般に、磁気変態測定からの規則不規則変態温度の測定方法は感度が低いものであるが、その他の測定方法による結果を総合すると、Ｆｅ−Ａｌ合金系におけるＦｅ３Ａｌの規則不規則変態が５００℃で起こるＡｌ濃度限界は１０原子％（約５質量％）であり、前述のように室温においても規則不規則変態が起こること、および摺動面温度が１００〜２００℃にすぐに達成することを考え合わせると、図３中の破線で示されるように、規則不規則変態が生じるＡｌ濃度限界は約４原子％（約２質量％）であることが明らかである。したがって、明確な規則不規則変態性を有効に利用するためには、少なくとも４質量％以上の添加が好ましいことが分かる。
【０１０２】
さらに、Ｆｅ−１０原子％Ｃｏ−１５原子％Ａｌでは、複数の磁気変態点が出現し、Ｆｅ−１０原子％Ｃｏ−２０原子％Ａｌ合金では三段の磁気変態温度が確認される。このことから、不規則状態、Ｆｅ３Ａｌ型およびＦｅＡｌ型の３種類の原子配列が存在していることが確認されるとともに、規則相による複数の磁気変態点出現域が、より高温度側とＡｌのより低濃度側に推移して発現されることから、Ｃｏの添加によってＦｅ−Ａｌ系の規則相がより安定化され、この場合の前述のＡｌ添加の適正量は１質量％以上で、さらなるＣｏの添加（〜４０原子％）によって、Ａｌ添加の適正量は０．５質量％にさがることが明らかである。
【０１０３】
（実施例２）
本実施例では、Ｆｅ規則相単味の耐摩耗性を評価するために、表１に示される組成の溶製材料よりなる直径１０ｍｍ、長さ５０ｍｍの円柱状試験片を用いて、５００℃と６００℃での前記時効処理時間を調整することによって各種の硬さを調整した後、油潤滑下で、ＳｉＣを２０質量％含有したポルトランドセメント円盤に摺動材料を押し付けたときの土砂摩耗性を評価した。
【０１０４】
【表１】
【０１０５】
図４には、試験装置の概念図と試験条件とが示されている。この試験においては、ビッカース硬さがＨｖ＝５００となるように焼入れ焼戻しされたＳ４５基準材を試験材と同時に装置に取り付けて、試験材の摩耗性を基準材の摩耗量に対する摩耗量の比で評価した。図５に、本発明によるＦｅ系規則相材料の硬さを、比較材とともに示す試験結果が示されている。この図から明らかに、Ｆｅ系規則相の耐摩耗性が硬さの割に極めて優れていることがわかる。これらの結果は、各合金を０．１体積％以上の気孔率を含有する焼結材料として製造した場合においても同じであることは明らかである。
【０１０６】
（実施例３）
本実施例では、表２に示される合金を真空溶解して、１０００〜１１５０℃での熱間鍛造、熱間圧延で板状に加工した後、切断・丸曲げし、図６に示される形状に機械加工したブッシュを摺動試験片とし、６００℃での前記時効処理時間を調整することによって各種の硬さになるように調整した。比較材としては、ＳＣＭ４２０肌焼き鋼に表面炭素濃度を約０．８質量％に調整した浸炭処理ブッシュ（比較材１）、Ｓ４３Ｃ焼入れ焼戻しブッシュ（比較材２）および高力黄銅４種材（Ｃｕ−２５質量％Ｚｎ−５質量％Ａｌ−３質量％Ｍｎ−２．５質量％Ｆｅ）（比較材３）を用いた。
【０１０７】
【表２】
【０１０８】
図７には、摺動試験装置の概念図と試験条件が示されている。この摺動試験においては、供試ブッシュの投影面積に対して１０００ｋｇ／ｃｍ２まで１００ｋｇ／ｃｍ２毎に１００００回の往復摺動を行いながら摺動面圧を段階的に高めて行き、焼付いて摩擦係数が急増したり、急進的な摩耗や異音が発生した時点で試験を中断して評価を行った。
【０１０９】
図８には摺動摩擦係数の推移、図９には摺動摩耗量の推移がそれぞれ示されている。これらの試験結果から、本発明材が比較材に比べて極めて良好な耐焼付き性を発揮するとともに、Ｆｅ規則相を時効硬化させた場合において耐摩耗性が改善されるのが明らかである。この結果は、気孔率を極力少なくした高密度焼結摺動材料においても適用されることは明らかである。
【０１１０】
（実施例４）
３００メッシュ以下のＦｅアトマイズ粉末、Ｆｅ１０質量％Ａｌ、Ｆｅ１７質量％Ａｌアトマイズ粉末、Ａｌアトマイズ粉末、Ｓｎアトマイズ粉末、Ｎｉ１０Ｐアトマイズ粉末、Ｃｕ８Ｐアトマイズ粉末、３００メッシュ以下のＴｉＨ粉末、燐鉄（２５質量％Ｐ）、Ｓｉ粉末、Ｍｎ粉末、５μｍのカーボニルＮｉ粉末、平均粒径６μｍの黒鉛等を用いて、表３、表４に示される配合成分の混合粉末を作成し、図１０に示される引張試験片（形状ブッシュ摺動試験片）を成形圧力４ｔｏｎ／ｃｍ２で成形した。なお、これら成形体は、１０−１ｔｏｒｒ以下の真空状態にて９５０〜１２５０℃の範囲で１０分〜１ｈｒ焼結して、６００ｔｏｒｒのＮ２ガス冷却後にそれらの寸法、組織を調査した。
【０１１１】
【表３】
【表４】
【０１１２】
図１１〜図１３は、１１４０℃、１２００℃、１２５０℃で各１ｈｒ真空焼結した時の前記引張試験片長さを示したものである。なお、その他の詳細な寸法測定結果は表３、表４中に合わせて示した。この結果から明らかなように、図中に破線にて示される成形体長さ（約９６．５５ｍｍ）に対して、Ｆｅ−Ａｌ二元系焼結合金において、ＦｅとＡｌの素粉末を配合した焼結合金では、１２５０℃までの高温度においても焼結収縮することはなく、従来からの報告（例えばＤ．Ｊ．ＬＥＥ ＡＮＤ Ｒ．Ｍ．Ｇｅｒｍａｎ、Ａｍｅｒｉｃａｎ Ｐｏｗｅｒ Ｍｅｔａｌｌｕｒｇｙ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ，２１（１９８５．９））の通りに、顕著な膨張性を示すことがわかった。また、Ａｌに対して熱力学的反発性を有するＳｉ、Ｓｎ、Ｃを単独に添加した焼結合金においても、顕著な膨張性を抑えることはなく、燐鉄（Ｆｅ２５質量％Ｐ）を単独に添加した場合においてのみ１２５０℃において焼結収縮性が認められた。したがって、緻密なＦｅ−Ａｌ二元系焼結合金を得るためにはＦｅ−Ａｌ二元合金粉末や二元合金粉末に少量のＡｌ素粉末を添加することが望ましいのは明らかである（表３、表４のＮｏ．３２参照）。
【０１１３】
しかし、素粉末を用いたＦｅ−Ａｌ焼結合金の難焼結性を改善するためのＣｕ添加の影響を調査した結果、Ｃｕ単独の添加では１０質量％未満では焼結収縮性の改善がほとんどないが、１０質量％以上の添加によって焼結収縮性が認められるようになり、好ましくは約２０質量％Ｃｕによって十分な焼結収縮性が確保されることがわかった。この原因は、図１４に示されるＦｅ−１２質量％Ａｌ−２０質量％Ｃｕ焼結合金の組織観察写真からわかるように、Ｆｅ−Ａｌ合金相中にＣｕを多量に固溶して、Ｆｅ−Ａｌ合金相粒子間にＣｕ−Ａｌ系合金が液相として残留する量が少なくなるためである。したがって、Ｆｅ−Ａｌ系焼結合金の焼結性を高めるためには、１０質量％以上のＣｕの添加が必要であり、より好ましくは２０質量％以上であることがわかった。
【０１１４】
さらに、ＣｕとともにＳｉ，Ｓｎ，Ｐ，Ｔｉ等のＣｕ合金の融点を下げる合金元素を複合添加することによって、その焼結収縮性はさらに改善され、より低温度側からの焼結収縮性が確保されることがわかる。また、炭素を固溶させた焼結合金においては、より焼結性が高められているが、これはＦｅ合金相へのＣｕの固溶度が減じることによって、液相を発生させるＣｕが多くなったためである。
【０１１５】
表５は、表３、表４中のＮｏ．２３〜２７の焼結合金を１２００℃で０．５ｈｒ真空焼結・ガス冷却したＦｅ−Ａｌ系規則相およびＦｅ−Ａｌ規則相を繋ぐＣｕ−Ａｌ系相の化学組成をＸ線マイクロアナライザー（ＥＰＭＡ分析）によって調べた結果を示したものである。
【０１１６】
【表５】
【０１１７】
この表５から明らかなように、Ａｌ、ＴｉはＣｕ−Ａｌ相よりもＦｅ−Ａｌ規則相中に顕著に濃縮して存在しており、ＳｎはＣｕ−Ａｌ相中に濃縮するとともに、Ｆｅが３〜５質量％程度固溶することがわかった。また、ＨＡＮＳＥＮの状態図を参考にした場合、Ｃｕ−Ａｌ相には約９質量％のＡｌが含有され、さらにＳｎ，Ｆｅなどのβ相を安定化する元素が含有されていることから、Ｃｕ−Ａｌ相がほぼβ相に相当すると考えられることがわかった。
【０１１８】
さらに、Ｆｅ−Ａｌ合金相には焼結温度によって最大２５質量％のＣｕも固溶しており、焼結後の冷却過程や焼結温度以下の低温側での再加熱によってＦｅ−Ａｌ合金相中においてもβ相に相当する微細なＣｕ合金相が析出することは明らかである。
【０１１９】
このことは、本出願人が既に特開２００１−２７１１２９号公報において開示しているように、β相Ｃｕ−Ａｌ合金が高面圧、低摺動速度の極めて厳しい油潤滑条件下で使用する合金として優れた摺動特性と耐摩耗性を発揮することから、極めて好ましいことであることは明らかである。
【０１２０】
なお、前記特開２００１−２７１１２９号公報においても既に開示しているように、Ｓｉ，Ｓｎ，Ｔｉの添加はβ相Ｃｕ−Ａｌ合金の焼結性をも顕著に高めると同時に、顕著に硬化させるために、その添加量はＣｕ添加量に対して１０質量％以下に抑えて使用することが好ましい。
【０１２１】
図１５は、Ｆｅ，Ａｌ素粉末を用いたＦｅ−Ａｌ系焼結合金の焼結収縮性に対するＳｉ，Ｃｏ，Ｎｉの影響を示したものである。この図から、前記時効硬化性を顕著にするＮｉ，Ｃｏの添加によっても十分な焼結収縮性が得られること、およびＳｉの添加によって焼結収縮性がより改善されることがわかる。ＳｉはＡｌと同結晶構造のＦｅ−Ｓｉ系規則相を形成する元素であることから、Ａｌとの複合添加は規則相を形成させる観点から極めて望ましい元素である。
【０１２２】
さらに、図１５中にはＦｅ１０質量％Ａｌ合金粉末を利用して、Ａｌ素粉末添加量を抑えた規則相焼結合金（表３、表４中のＮｏ．３２）の焼結収縮性が示されているが、素粉末だけの焼結合金に比べ、良好な収縮性を示すとともに、例えばＦｅ−Ａｌ、Ｆｅ−Ｃｏ−Ａｌ、Ｆｅ−Ｎｉ−Ａｌ、Ｆｅ−Ａｌ−Ｓｉ等の合金粉末の入手性が良い場合には、これらの合金粉末にＣｕもしくはＣｕ合金粉末を添加配合することによって焼結収縮性の良い各種Ｆｅ−Ａｌ系焼結合金が得られることが明らかである。
【０１２３】
（実施例５）
本実施例は、実施例４に示される表３、表４中の代表的なＦｅ−Ａｌ焼結合金と、表６に示されるようなＣｕ合金マトリックスに＃１００メッシュ以下のＦｅ１５Ａｌ、Ｆｅ１０Ａｌ１０Ｃｏ、Ｆｅ０．６Ｃ４Ａｌ０．７４Ｍｎ１．５１Ｃｒ０．３８Ｍｏ合金粉を分散させるように焼結した材料の摺動特性の調査を行ったものである。なお、比較材として、高力黄銅４種材（Ｃｕ−２５質量％Ｚｎ−５質量％Ａｌ−３質量％Ｍｎ−２．５質量％Ｆｅ）および表６中のＮｏ．５３組成の鉄系含油軸受を用いた。
【０１２４】
【表６】
【０１２５】
プレス成形体は、外径６６ｍｍ、内径４７ｍｍ、高さ３５ｍｍの円筒体を４ｔｏｎ／ｃｍ２の加圧力で成形した後に、気孔率が１０体積％、２０体積％程度になるように真空焼結、Ｎ２ガス冷却したものを前述の図６に示される形状にブッシュ加工したもの、および６００℃で１ｈｒの加熱処理を行ったものに＃３０の潤滑オイルを含浸させて摺動試験に供した。また、摺動試験装置およびその試験条件は前述の図７に示されているとおりである。摺動面圧は供試ブッシュの投影面積に対して１０００ｋｇ／ｃｍ２まで５０ｋｇ／ｃｍ２毎に１００００回の往復摺動を行いながら面圧を段階的に高め、焼付いて摩擦係数が急増したり、急進的な摩耗や異音が発生した時点で試験を中断して評価した。
【０１２６】
図１６には、気孔率を約１０体積％に調整した場合の試験結果が示されている。この結果から明らかなように、本発明材の多くが高力黄銅材に比べて明らかに高い耐焼付き面圧を示していることがわかる。とりわけ、Ｃｏ，Ｎｉ等を含有しないＦｅ−Ａｌ−Ｃｕ、Ｆｅ−Ｃ−Ａｌ−Ｃｕにおいて、前記図８に示されるものに比べて優れた耐焼付き性を有している。この原因は、焼結体中に含浸させた潤滑油に起因することは明らかであり、少なくとも開気孔性が維持される５体積％以上の気孔率が望ましいことは明らかである。また、Ｎｏ．４７〜５７の結果からは、Ｆｅ−Ａｌ規則相をＣｕマトリックス中に分散させた摺動材料においてもその耐焼付き性は顕著に改善され、Ｆｅ系規則相がほぼ５質量％以上でその改善効果が認められるが、１０質量％以上（近似的には１０体積％以上）含有されるのが望ましいことがわかる。
【０１２７】
また、Ｎｏ．５３〜５５のＦｅ−Ｃ−Ａｌ規則相合金は、Ａｌ濃度が４質量％と低いが、焼結後のガス冷却で焼入れ硬化され、その硬さがＨｖ４５０以上になっていることによって、耐焼付き性が改善されていることがわかる。
【０１２８】
さらに、Ｎｏ．５７は、銅焼結マトリックス組成をβ相Ｃｕ−Ａｌ合金になるようにしたものであるが、極めて優れた摺動特性を示すことがわかる。
【０１２９】
また、図１７には気孔率を約２０体積％に調整した場合の摺動試験結果が示されているが、耐焼付き性がより改善されていることがわかる。現実的には２５体積％以上の気孔率を維持した場合には、軸受材料としての強度不足が問題になるものと考えられる。
【０１３０】
以上の実施例の結果から、Ｆｅ合金相自身に極めて優れた耐焼付き性および耐摩耗性等の摺動、耐摩耗特性が備わっていることが明らかになったが、Ｆｅ系焼結合金にようにＣｕを多量に添加して、Ｆｅ規則相をＣｕ相で繋ぐような組織や、Ｃｕ量をより多くしてＣｕ相中にＦｅ合金相が分散するような組織を持つ銅系焼結摺動材料を開発することが可能である。この場合、銅系焼結摺動材料中に分散させるＦｅ−Ａｌ系合金相の量は、１０体積％以上であると考えられるが、より好ましくは２０体積％以上で５０体積％以下であることは明らかである。
【０１３１】
（実施例６）
表７には本実施例で使用したＦｅ系規則相焼結合金組成が示されている。混合粉末の成形は、外径５３ｍｍ、内径４７ｍｍ、高さ３５ｍｍの円筒体を２ｔｏｎ／ｃｍ２の加圧力で成形した後に、外径６６ｍｍ、内径５３ｍｍ、高さ４０ｍｍの鋼管（Ｓ４５Ｃ）の内径部にセットして１１５０℃、１ｈｒ真空焼結した後、Ｎ２ガス冷却した。
【０１３２】
【表７】
【０１３３】
なお、表７中には、超音波検査装置にて評価した鋼管と焼結層との接合率（接合面積率）が合わせて示されている。この表から明らかなように、内径焼結接合にとってもＳｎの添加が極めて効果的であり、０．２質量％以上、好ましくは０．５質量％以上の添加が必要であることがわかる。また、燐鉄，Ｔｉ，Ｃｒ，Ｎｉの添加によって接合率が顕著に改善されているのがわかる。これは、これらの元素が焼結の際に発生する液相と外接する鋼管表面の濡れ性を改善するためであることは明らかである。また、黒鉛の単独添加による接合率の低下が大きく認められなかったのは、黒鉛とＳｎを多量に含有する液相が濡れにくいことから、焼結体内に発生する液相が鋼管との接合界面に排出され易くなるためと考えられるが、黒鉛と、Ｔｉ，Ｃｒ等の黒鉛との反応性に富んだ合金元素とを複合添加した場合には、低融点のＳｎに対する黒鉛の影響が先行して作用し、さらにＴｉ，Ｃｒの作用が重複することによって、接合性がより改善されることがわかった。
【０１３４】
また、Ｂ１２，１３，１４，１５には、固体潤滑用として水ガラスでＳＧＯ黒鉛を直径０．０５〜０．８５ｍｍに造粒した黒鉛粒子を添加した鉄系焼結合金の焼結接合を実施したが、Ａｌの添加が顕著な焼結接合性を高めている。この原因は、Ａｌ添加による焼結膨張性にあることは明らかである。
【０１３５】
さらに、接合する鋼管の内径面に予めスパイラル状の深さ約１ｍｍ、幅５ｍｍの油溝を機械加工で形成したものに対しても、前述されたのと略同じように内径面に接合焼結することができることがわかる。また、この溝加工部を適宜工夫し、この溝部に潤滑油を含有させることによって、より長時間の無給脂軸受に適していることがわかる。
【０１３６】
（実施例７）
本実施例では、２５０メッシュ以下のＣｕアトマイズ粉末、Ｓｎアトマイズ粉末、１００メッシュ以下のＦｅ１５Ａｌ、Ｆｅ１０Ａｌ１０Ｎｉ、Ｆｅ０．６Ｃ４Ａｌ０．７４Ｍｎ１．５１Ｃｒ０．３８Ｍｏアトマイズ粉末を用いて、前記実施例５の表６に示される混合粉末を調整し、４００番の研磨紙で表面を荒し、アセトンで良く洗浄した軟鋼板（ＳＳ４００、厚さ３．５ｍｍ、幅９０ｍｍ、長さ３００ｍｍ）への接合焼結実験を実施した。
【０１３７】
この実験においては、表６中の混合粉末を前記軟鋼板上に３ｍｍの高さで散布して、露点−３８℃のアンモニア分解ガス雰囲気炉で、８５０℃で２０分間加熱されるように接合焼結した後に、圧延機で焼結層が１．７ｍｍになるように圧延し、さらに圧延した散布材を再度前述と同じ条件で焼結した。なお、Ｎｏ．５３〜５５は、焼結温度を９５０℃として製造し、さらにＮｏ．５７は金属Ａｌ素粉末を使うと、散布方式では顕著な膨張が起こり製造できないので、３００メッシュ以下のＣｕ２０Ａｌ合金粉末を、Ａｌ濃度と同量に調整した混合粉末を使い、９００℃で焼結することによって製造した。この焼結後にその焼結層を内側にして直系４５ｍｍの円筒上に丸曲げ加工を施し、その時の鋼鈑からの焼結層の剥離状況を観察した。この結果、曲げ加工時における割れ、剥離の発生はなかった。
【０１３８】
（実施例８）
本実施例では、１００メッシュ以下のＦｅアトマイズ粉末、２５０メッシュ以下のＣｕアトマイズ粉末、Ｓｎアトマイズ粉末、１００メッシュ以下のＦｅ１５Ａｌ、Ｆｅ１０Ａｌ１０Ｎｉアトマイズ粉末を用いて表８に示される混合粉末を調整し、実施例７と同じ鋼鈑への接合焼結実験を実施した。なお、焼結温度は９００℃として丸曲げ加工後の焼結層の剥離状況を観察した。この観察において薄利の発生はなかった。
【０１３９】
【表８】
【０１４０】
次に、図１８に示される定速摩擦摩耗試験機と試験条件、図１９に示される摺動試験片を用いて、摺動特性を調査した。なお、比較材としては、鋼鈑に接合焼結されたＣｕ−１０質量％Ｓｎ−１０質量％Ｐｂの鉛青銅焼結材料（ＬＢＣ）を用いた。図２０には、異常摩耗および異常な摩擦係数の増大が発生する時点でのＰＶ値（限界ＰＶ値）を調査した結果が示されている。この結果から、５質量％以上のＦｅ１５Ａｌ規則相合金粉末の添加によって摺動特性が改善されるが、１０質量％以上の添加がより好ましいことは明らかである。
【０１４１】
（実施例９）
本実施例では、溶浸方法による焼結材料の製造と鋼管内径部への接合に関して試験を行った。本実施例では、表９に示される鉄系焼結材料の混合粉末を先の実施例６と同じ条件でプレス成形体とし、これにＣｕ、Ｃｕ２０Ｓｎ、Ｃｕ２０Ｓｎ２２Ａｌ２Ｔｉの組成になるように調整した混合粉末成形体を準備し、１１５０℃の真空雰囲気中で焼結と同時に溶浸した。
【０１４２】
【表９】
【０１４３】
溶浸後の鉄系焼結材料の寸法変化率と気孔率が表９に示されているが、いずれの場合も顕著な膨張を示し、気孔率は焼結体強度の観点からは十分密度の高いものが得られることがわかる。特に、先の実施例５と同様の方法で固体潤滑用の造粒黒鉛を添加した材料にとっては好ましい摺動材料になることは明らかである。
【０１４４】
また、実施例６と同じ裏金に鉄系焼結材料のプレス成形体を配置して、溶浸処理を行った場合においては、容易に想像されるように、その裏金内径部に接合されることがわかった。
【０１４５】
（実施例１０）
実施例６で製造したＢ１２〜１５および実施例９で製造したＤ４，９，１１，１２を用いて、実施例３と同じ方法で含油処理した後に、摺動試験を実施した。本実施例に供する試験片はすべて、焼結または溶浸後に急冷して焼入れ硬化するように調整し、Ｈｖ４５０以上の硬さに調整したものである。
【０１４６】
さらに、予備テストの結果、Ｂ１２〜１５の試験片の端面部が面圧５００ｋｇｆ／ｃｍ２以上において欠ける場合のあることがわかったので、本実施例に供する試験片は、内周面の油溝加工を止めるとともに、両端面内周面に端面から３ｍｍ位置から３０°の面取りを施したものとした。
【０１４７】
図２１に摺動試験の結果が示されている。Ａｌ添加量の少ないＢ１２，Ｂ１３，Ｄ１２は比較的低面圧で焼付くが、先の図１６の結果と比較すると明らかに黒鉛潤滑剤を分散させたことによる耐焼付き性の改善が認められる。さらに、４質量％以上のＡｌを添加したＢ１４，Ｂ１５，Ｄ４，Ｄ９，Ｄ１１の耐焼付き性改善が顕著であることも明らかである。
【図面の簡単な説明】
【０１４８】
【図１】Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｏ三元合金を１２００℃に加熱後急冷したもののビッカース硬さ分布を示す図（ａ）およびこの急冷後に６００℃で１０時間時効処理したもののビッカース硬さ分布を示す図（ｂ）
【図２】図１（ｂ）における０，１０，１５，２０，３０，４０原子％Ｃｏ断面におけるＡｌ濃度（原子％）と硬さとの関係を示すグラフ
【図３】Ｆｅ−Ａｌ系合金相の規則不規則変態領域を示すグラフ
【図４】摩耗試験の試験装置の概念図と試験条件を示す図
【図５】Ｆｅ系規則相材料の硬さと摩耗比との関係を示すグラフ
【図６】摺動試験に供した試験片形状を示す断面図
【図７】摺動試験装置の概念図（ａ）と試験条件（ｂ）を示す図
【図８】Ｆｅ系規則相材の摺動摩擦係数の推移を示すグラフ
【図９】Ｆｅ系規則相材の摺動摩耗量の推移を示すグラフ
【図１０】引張試験片の形状を示す図
【図１１】ＦｅＡｌＣｕ系焼結特性（１１４０℃）を示すグラフ
【図１２】ＦｅＡｌＣｕ系焼結特性（１２００℃）を示すグラフ
【図１３】ＦｅＡｌＣｕ系焼結特性（１２５０℃）を示すグラフ
【図１４】各種Ｆｅ系規則相焼結合金の焼結組織（金属組織）を示す写真
【図１５】Ｆｅ−Ａｌ系規則相焼結合金の焼結収縮性に対するＳｉ，Ｃｏ，Ｎｉの影響を示すグラフ
【図１６】Ｆ系規則相焼結合金の耐焼付き性（気孔率約１０体積％）を示すグラフ
【図１７】Ｆ系規則相焼結合金の耐焼付き性（気孔率約２０体積％）を示すグラフ
【図１８】定速摩擦摩耗試験機と試験条件を示す図
【図１９】定速摩擦摩耗試験用の摺動試験片形状を示す図
【図２０】Ｆｅ系焼結材料の摺動特性を示すグラフ
【図２１】黒鉛分散摺動材料の耐焼付き性を示すグラフ
【技術分野】
【０００１】
本発明は、高面圧下での軸受の耐焼付き性および／または耐摩耗性の向上、異音の発生防止、給脂間隔の延長をねらいとした銅系摺動材料およびそれを用いる焼結摺動部材に関するものである。
【背景技術】
【０００２】
従来、建設機械の作業機ブッシュのようなより高面圧、低速の条件下で使用される軸受材として、耐摩耗性を重視した浸炭もしくは高周波焼入れした鋼製のブッシュがグリース潤滑下にて用いられている。特に、この種の作業機では高面圧下で潤滑条件が厳しくなることから、作業時に不快な異音が発生するのを防止するために、前記鋼製ブッシュの摺動面に潤滑皮膜処理を施したり、グリースの潤滑性を高めるために多数のグリース溝を形成することが行われている。
【０００３】
また、前記グリースの給脂間隔を延ばすことによるイージーメンテナンス化の関係から、例えばＦｅ−Ｃ−Ｃｕを基本型とし、硬質なマルテンサイト基地の鉄系焼結摺動材料の気孔に潤滑油を含浸させた含油焼結軸受や、この鉄系焼結摺動材料に、より硬質な工具粉末やセラミック粉末を添加した含油焼結軸受等も、軽負荷の作業機部位において一部使用されている（非特許文献１参照）。
【０００４】
また、銅系焼結軸受材についても、Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ、Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ−Ｃ等の青銅系軸受が奨励されている。
【０００５】
作業機などの軸受部への給脂間隔を延ばすために、高力黄銅製ブッシュに、摺動部面積の３０％前後の面積の機械加工穴を設け、その穴を摺動方向においてオーバーラップするように配置し、この穴に固体潤滑剤の（多孔質）黒鉛を埋め込んだ軸受材料（例えばオイレス工業社製、５００ＳＰ）や、固体潤滑剤を多量に添加した金属焼結体（例えば東芝タンガロイ社製、ＳＬ合金）が利用されている場合もある。
【０００６】
また、高面圧条件下にて使用される複層焼結摺動部材としては、鋼鉄裏金金属と、この鋼鉄裏金金属に焼結と同時に接合される、銅１０〜３０重量部、黒鉛０．１〜６．５重量部、二硫化モリブデン０．１〜７重量部、残部が鉄からなる鉄系焼結合金層を含む滑りベアリングが、特許文献１において開示されている。
【０００７】
また、高面圧条件下で使用される銅系の複層焼結摺動材としては、固体潤滑成分としての黒鉛が３〜８重量％の範囲で分散含有された５〜１３重量％Ａｌ、３〜６重量％Ｆｅ、０．１〜１．５ＴｉＨの組成範囲のアルミ青銅系焼結摺動合金を燐合金板の接合層を介して鋼板に一体接合してなる複層焼結摺動材およびその製造方法が、特許文献２において開示されている。
【０００８】
前述の作業機ブッシュのように、高面圧下で、かつ極めて遅い速度で摺動するものにおいては、潤滑膜形成条件が極めて厳しくなる。前記鋼製ブッシュでは硬さの点で高荷重に対してへたることはないが、容易に焼付いたり、不快な異音が発生し易いことが重要な問題となっており、給脂間隔を短くしてそれらの問題が発生しないように管理することが必要となっている。
【０００９】
前記作業機ブッシュとして、マルテンサイト基地の含油鉄系焼結摺動材を使用するものにおいては、へたりがなく、鋼製ブッシュに比べて焼付き性の点でかなり改善されるものであるが、作業機のように極めて低速、かつ高荷重下で使用される場合には、潤滑切れ状態が容易に起こるために、耐焼付き性の向上および異音発生の防止を十分に図ることができないという問題点がある。
【００１０】
さらに、焼結摺動材中の空隙に潤滑油を多量に含油させて摺動時の潤滑条件を改善するものにおいては、焼結体中に空隙が多く存在することによって逆に潤滑的な条件が悪くなり、耐焼付き性の向上および異音の発生を期待するほどに改善できないという問題点がある。
【００１１】
また、鋼製の作業機ピンと作業機ブッシュとの間の耐焼付き性を高めるために、異種材のＣｕ−Ｓｎ、Ｃｕ−Ｐｂなど青銅系材料を用いるものでは、高面圧下でへたってしまうという問題点と、潤滑条件が厳しいために極めて簡単に摩耗するという問題点がある。
【００１２】
これに対し、作業機ブッシュに、より硬質で、高強度の溶製された高力黄銅材を使用するものでは、へたりはほぼなく、鋼製ブッシュに比べて異音の発生がかなりの点で防止できるものの、前述のように潤滑切れが容易に起こるために、耐焼付き性の向上および異音発生の防止を十分に図ることができないという問題点がある。
【００１３】
また、より硬質で、高強度な溶製される高力黄銅材に穴あけ加工を施し、この穴に自己潤滑性の高い黒鉛を埋め込み、さらに黒鉛に潤滑油を含油させたブッシュにおいても、前述のへたりに関する問題は解決されるものの、黒鉛充填用の穴の面積率を通常２５〜３０％に抑えて使用されるため、作業機のように揺動しながら摺動する距離が短くなるに連れて潤滑の行き届かなくなる個所ができ、局所的な焼付きが発生するとともに、長時間にわたって十分な自己潤滑性が得られないという問題点があり、また黒鉛埋め込み用の穴あけ加工と黒鉛の充填等の工程がコストを顕著に引き上げるという問題点がある。
【００１４】
また、安価な作業機ブッシュとしてマルテンサイト基地の含油鉄系焼結摺動材を使用するものにおいては、へたりもなく、かつ前記鋼製ブッシュに比べて耐焼付き性の点でかなり改善されるものの、まだ十分でないという問題点がある。
【００１５】
一方、前記特許文献１に開示されているものでは、多量の固体潤滑剤を分散させていることから、耐焼付き性が改善されると考えられるが、多量の固体潤滑剤の分散および／または後述するその製造方法のために、鉄系焼結摺動材が極めて靭性に乏しく、強度不足となってその耐摩耗性が問題となり、また例えば削岩作業中に容易に破損するといった問題点がある。
【００１６】
また、この特許文献１に開示されている製造方法は、プレス金型中に鋼鉄製裏金金属とその内周面に鉄系焼結材料の混合粉末を配して、この混合粉末を５０〜３００ｋｇｆ／ｃｍ２の圧力で加圧成形した後に、金型から取り出して焼結する方法であるが、このような方法によれば、焼結密度が極めて低く、焼結時においてその鉄系焼結体が大きく収縮して、極めて不安定な焼結接合となること、焼結体強度が十分でないことといった問題点がある。
【００１７】
さらに、特許文献２に開示されている技術のように、耐焼付き性を高めるために、３〜８重量％（約１２〜３６体積％）に及ぶ多量の固体潤滑剤の黒鉛を高強度なアルミ青銅焼結材料中に含有させたものにおいても、Ｃｕ−Ａｌ焼結合金が軟質なα相組織であるために十分な耐焼付き性を示さず、その耐焼付き性を補う黒鉛を多量に含有することによる強度的な弱さから、十分な高面圧下での摺動特性が確保されず、また耐摩耗性においても十分でないという問題点がある。
【００１８】
また、この従来技術では、固体潤滑剤を多量に含有し、かつＳｎ等の液相発生成分を含有しないことから、金属焼結体では焼結性が困難となり、実用的な強度を得るためには焼結時に加圧処理を必要としている。例えば前記３〜８重量％黒鉛、８〜１０重量％Ａｌ、４〜６重量％Ｆｅ、０．２〜１．０重量％Ｔｉを適量として含有するＡｌ青銅系焼結摺動材料を燐青銅板の接合層を介して裏金に一体化した複層焼結摺動部材は、焼結時において加圧処理を必要としており、少なくとも一体化する工程におけるコスト高が避けられないという問題点がある。
【００１９】
【非特許文献１】「焼結機械部品−その設計と製造−」、日本粉末冶金工業会偏著、技術書院、昭和６２年発刊、Ｐ３３９
【特許文献１】特開平１１−１１７９４０号公報
【特許文献２】特開平５−１５６３８８号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【００２０】
本発明は、このような問題点に鑑みてなされたもので、高面圧下での軸受の耐焼付き性および／または耐摩耗性の向上と、異音の発生防止と、給脂間隔の延長とをねらいとした銅系焼結摺動材料と、この銅系焼結摺動材料を裏金に一体化させた焼結摺動部材を提供することを目的とするものである。
【００２１】
より詳細な目的は、（１）Ａｌを含有するＦｅ合金相とＣｕ合金相によって顕著な耐凝着性の改善を図り、（２）Ｆｅ合金相のマルテンサイト組織化による耐摩耗性の向上を図り、（３）摺動時の発熱をＦｅ合金相の二次変態（規則−不規則変態および磁気変態）により吸熱して潤滑面での昇温を遅らせ、（４）硬質で、耐焼付き性に優れるＣｕ−Ａｌ系β相が、銅系焼結摺動材料中に液相として分散するＣｕ合金相および／または鉄合金相中に微細に析出分散するＣｕ合金相となるようにし、（５）気孔中への潤滑油の含油と固体潤滑剤の分散による低速度の境界潤滑でのスティック・スリップで発生し易い異音を防ぐようにした銅系焼結摺動材料を提供し、併せて、（６）鉄系焼結体を顕著に膨張させるＡｌと、収縮させるＣｕを含有させ、円筒状または略円筒状鉄系材料の内径面に接合させた複層焼結摺動部材を提供することにある。
【００２２】
さらに、耐焼付き性、耐摩耗性に優れたＦｅ合金相をＣｕ系焼結材料中に高濃度に分散させてなる銅系焼結摺動材料および焼結摺動部材を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【００２３】
低速で、かつ高面圧下の潤滑切れが起こり易い摺動条件下で使用される作業機軸受材料は、適度の硬さを有しながら、耐焼付き性および／または耐摩耗性に優れた特性を持つことが必要であり、この結果として、異音の発生防止、給脂間隔の延長が達成されるものである。このような観点から、本発明では、このような特性を持つ材料として、Ｆｅ系合金規則相を形成し易いＡｌをＦｅ相中に含有するＦｅ−Ａｌ−Ｃｕ系、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系合金相が優れていることを明らかにした点に特徴がある。とりわけ、炭素を含有させたＦｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系合金相は、容易に焼結後の冷却段階でマルテンサイトおよび／またはベイナイト組織に焼入れ硬化することができることから、その耐摩耗性の改善に安価に対応することができる。
【００２４】
ＨＡＮＳＥＮの状態図集を参照すれば、実用的な軸受Ｆｅ系合金で規則相を示す系としては、Ｆｅ−Ａｌ、Ｆｅ−Ｓｉ、Ｆｅ−Ｃｏ、Ｆｅ−Ｎｉが挙げられるが、コスト的な観点からは、Ｆｅ−Ａｌ系、Ｆｅ−Ｓｉ系を主体に用いたものが極めて有効である。
【００２５】
また、Ａｌ、Ｓｉはともに鉄系摺動材料表面に酸化物層を形成し、耐食性、耐酸化性に優れる作用があり、前述の過酷な摺動条件下では、これらの酸化物層が金属同士の接触を防止して、その耐焼付き性を著しく改善することも好都合である。
【００２６】
なお、Ｆｅ−Ａｌ系、Ｆｅ−Ｓｉ系の規則相としては、Ｆｅ３Ａｌ、ＦｅＡｌ、Ｆｅ３Ｓｉ、ＦｅＳｉがある。これらの結晶はいずれもＢＣＣ構造であり、Ｆｅ原子とＡｌ原子および／またはＳｉ原子が極めて強力に引き付け合いながら、規則正しくそれら原子同士が最近接距離に配置されることから、この規則相の硬さは、規則度が高まるとともに、金属間化合物に近い硬さを示すことが良く知られている。しかも、Ｎｉ、Ｃｏを添加したＦｅ−Ａｌ系合金ではＦｅ−ＡｌとＮｉ−ＡｌもしくはＣｏ−Ａｌの２種の規則相への二相分離反応も関与することから、例えば６００℃での時効処理を施すか、焼結後の冷却速度を遅くすることによって、顕著に硬化させることができ、耐摩耗性の付与に極めて有効である。しかし、これらの規則相硬さがビッカース硬さＨｖ８００を越えることはなく、摺動材料として用いた場合においては、前述の相手摺動材となる作業機ピン表面が熱処理で硬化されているので、ブッシュによるアタックがなく、かつ摺動材自身が耐摩耗性に優れることは好ましいことである。
【００２７】
規則相が金属間化合物に近い硬さをもつことから類推されるように、Ｆｅ原子とＡｌ原子および／またはＳｉ原子が規則配列すると極めて安定である。その逆に、凝着によってその原子的配列が乱されると極めて不安定な状態になる。したがって、化学的な意味合いからして、鋼製の作業機ピンの凝着性を低減させることは摺動材料としての特性に好ましいのは明らかである。
【００２８】
さらに、規則的な原子配列が不規則化する段階においては、顕著な吸熱反応を伴うことから、本発明による摺動材料が摺動面における発熱を抑える作用を示すことはより好ましい。また、顕著な凝着によるのではなくても、摺動面が摩擦熱によって昇温する場合においても、規則相から不規則相への二次変態的な広い温度範囲での吸熱作用を持つことを利用することによって、結果的には耐凝着性を改善することが好ましいのは明らかである。
【００２９】
さらに、これら規則・不規則変態と同様な吸熱反応は、強磁性体から常磁性体に二次的変態する磁気変態によっても顕著に引き起こされるので、例えば規則・不規則変態温度と磁気変態温度とを調整することによって、更なる二次変態的な広い温度範囲での極めて顕著な吸熱作用を引き起こさせるように設計することが可能であり、耐凝着性の向上を図ることができることも本発明に係る摺動材料の特徴である。
【００３０】
Ｆｅ−Ａｌ系においては、ＨＡＮＳＥＮの状態図を参照して、Ｆｅ３Ａｌ規則相を発現する組成範囲を推定すると、一般の鉄系材料の摺動面が１００℃で焼付き性が始まるとすれば、前記Ｆｅ系合金相中のＡｌは少なくとも２〜２０質量％含有するのが適量である。同様に、Ｆｅ−Ｓｉ系でも、ほぼ同範囲の添加量が適当である。さらに、ＳｉとＡｌと適当に混ぜて使用することも好ましいが、その際の鉄系焼結摺動材料中のＦｅ系合金相において、１〜１０質量％のＳｉを含有し、Ａｌ＋Ｓｉを２１質量％以下含有するのが適当であることは明らかである。
【００３１】
前記Ｆｅ合金相において、Ｃｏ、Ｎｉの一種以上を５〜４０質量％含有し、Ｆｅ合金相の硬さをＨｖ３００〜８００に調整するのが好ましい。
【００３２】
なお、本発明のＡｌを高濃度に含有する鉄系焼結摺動材料を製造する際において、金属Ａｌの素粉末を添加する場合には極めて顕著な膨張性を示し、Ｆｅ−Ａｌ系、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃ系ではとても強度的な観点から摺動材料としての使用に耐えられない問題がある。そこで、本発明では、（１）燐（鉄）、Ｓｉ、Ｔｉの一種以上を０．２５質量％以上添加し、還元性を高めると同時に部分的な液相を出現させることによって焼結性を促進する、（２）１０質量％以上のＣｕ粉末を添加して、焼結初期においてＣｕ系の液相を発生させることによって焼結を促進する、（３）Ｃｕ粉末に固溶して融点を下げるＳｎ、Ｓｉ、燐、Ｍｎ等の元素を１０質量％の範囲内で調整して焼結性を促進する、という手段によって前述の顕著な膨張性を制御することとし、Ｆｅ−Ａｌ系を主体とする規則相焼結摺動材料および規則相がＣｕ系成分によって容易に製造できるようにした。
【００３３】
とりわけ、軟質なＦｅ粉末とＡｌ粉末の混合粉末を利用することによるその難焼結性を解決し、より安価な軸受を製造するために、Ｃｕ添加量を極力低減し、Ｓｎ、Ｔｉ、Ｐ、Ｓｉの一種以上を０．１〜５質量％の範囲内で添加することによって焼結性を改善することが好ましい。
【００３４】
また、１０〜５０質量％のＣｕの添加は、比較的低温側の焼結によってその材料の焼結性を高めるが、５０質量％以上の添加では焼結時の液相量が多くなり過ぎ、焼結体の保形性が悪くなるとともに、コストが高くなる。
【００３５】
また、炭素を添加した場合には鉄合金相へのＣｕの固溶度が少なくなることによって同一Ｃｕ添加量同士で焼結時の液相量を比較した場合には液相量が多くなるので、Ｃ添加によってＣｕ添加を少なくすることができることもコストを下げるのに良い。
【００３６】
前述のＡｌの添加による膨張は、Ａｌ添加量が多いほど大きくなるために、それを抑えるためのＣｕ添加量も多くなる問題がある場合には、金属Ａｌ粉末の添加量を抑え、Ｆｅ−Ａｌ合金粉末を利用することが極めて有効である。あるいは、Ｆｅ−Ａｌ合金粉末、Ｃｕ−Ａｌ合金粉末などを利用することが、Ａｌの合金添加方法として好ましいこともある。
【００３７】
さらに、前記鉄系焼結摺動材料を製造する際において、その摺動材料中のＦｅ合金相組成に近いＦｅ系合金粉末とＣｕ粉末を混合成形して焼結することが、成形性の困難さを避けるため、また顕著な焼結時の膨張性を抑えるために好ましいことであるが、Ｆｅ系合金粉末の入手性と粉末コストが高いことが問題である。
【００３８】
前記Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系焼結摺動材料における適正なＣ添加量は焼結後の冷却によって得られるＦｅ合金相硬さ（Ｈｖ＝２５０〜８５０）によって、０．０５質量％以上が好ましく、その上限は、Ｆｅ合金相中にセメンタイト粒子を分散させて耐摩耗性を向上させる観点から１．５質量％とするのが好ましい。ここで、前記Ｆｅ合金相は、マルテンサイト、ベイナイト、粒状セメンタイトの一種以上の組織からなっているのが良い。
【００３９】
なお、前記冷却によって鉄系焼結摺動材料のＦｅ合金相がマルテンサイトおよび／またはベイナイト組織となるようにＦｅ合金相の焼入れ硬化性および／または時効硬化性を高めるためのＳｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｐ、Ｔｉ、Ｗ、Ｃｏの一種以上の合金元素を各々０．１〜５質量％で含有されているのが好ましい。とりわけ、Ｎｉの添加は含有するＡｌ、Ｓｉ、Ｔｉと顕著な時効硬化性を示すので、耐摩耗性の観点からは好ましいが、コスト的な観点から５質量％以下に制限した。Ｎｉと同じ作用はＣｏの添加によっても認められる。このＣｏ添加量の上限についても同じ理由から５質量％とするのが良い。
【００４０】
なお、前述のようにＣの添加によって鉄系焼結摺動材料を焼入れ硬化する機能は、Ｃを含まない鉄系焼結摺動材料に浸炭処理を施して焼入れ硬化することによって実現させても良いことは明らかである。とりわけ、Ａｌを含有する本鉄系焼結摺動材料は、窒化、ガス軟窒化によって顕著に硬化されるので、耐摩耗性の改善には有効である。
【００４１】
さらに、前述のように前記鉄系焼結摺動材料のＦｅ合金相組成に近いＦｅ−Ａｌ系合金粉末とＣｕ粉末を混合成形して焼結することが、焼結時の顕著な膨張を抑える上で好ましい手段であるが、Ａｌを除いたＦｅ−ＣやＦｅ−Ｃ−Ｃｕ系焼結材料用混合粉末、またはその混合粉末にＡｌ添加量を最小限に抑えた混合粉末を２０００ｋｇｆ／ｃｍ２以上で加圧したプレス成形体を焼結すると同時に、Ｃｕ−Ａｌ系材料を溶融してその成形体に溶浸するか、もしくは前記プレス成形体を一旦焼結した後に、再度Ｃｕ−Ａｌ系材料を溶浸することによってＦｅ−Ａｌ−Ｃｕ系、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系焼結摺動材料を製造することが好ましい。
【００４２】
前記各発明において、前記鉄系焼結摺動材料の粒界に分散する元液相のＣｕ合金相および／または前記鉄系焼結摺動材料のＦｅ合金相中に析出する微粒子のＣｕ合金相が、Ｃｕ−Ａｌ状態図中に記載されるβ相および／またはその変態相を含んでいるのが好ましい。
【００４３】
本発明では、Ｃｕ−Ａｌに固溶して融点を下げるＳｎ、Ｓｉ、燐、Ｍｎ等の元素をＣｕに対して１０質量％以下の範囲内で調整して溶浸温度を下げるとともに、顕著に膨張性を制御することとし、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系を主体とする鉄系焼結摺動材料を容易に製造できるようにした。
【００４４】
ＳｎとＡｌは反発し合う性質を持ち、焼結時や溶浸後の冷却時においてＳｎが焼結体から排出され易い（発汗し易い）ことから、本発明では、ＳｎをＣｕ添加量に対して１０質量％以下の範囲で添加することによってその発汗を防止した。また、ＴｉはＡｌとも反応して本発明の鉄系焼結摺動材料中に分散するＣｕ合金相を強化する働きをする。さらに、ＳｎはＣｕ−Ａｌ合金系のβ相（ＨＡＮＳＥＮの状態図を参照）を安定化することから、Ｔｉの添加はＳｎの発汗を防止してβ相を出現し易くする働きをし、さらにそのβ相の出現によって摺動時の耐焼付き性を改善する（特開２００１−２７１１２９号公報参照）。また、Ｓｎが焼結体中に多く存在し得ることは、後述する裏金との接合性によっても好ましいことである。
【００４５】
また、Ｔｉの添加によって鉄系材料との接合性が顕著に改善されることは後述するように、本発明の鉄系焼結摺動材料を円筒状または略円筒状鉄系材料の内径面に焼結接合または加熱接合した複層の鉄系焼結摺動部材の製造に極めて重要である。
【００４６】
さらに、後述するように固体潤滑剤として黒鉛を分散させた本発明の鉄系焼結摺動材料においては、Ｃｕ−Ａｌ、Ｃｕ−Ｓｎ系合金液相と黒鉛の濡れ性が悪い問題があるが、Ｔｉの添加によって黒鉛表面にＴｉＣを形成させることによって濡れ性を顕著に改善することができる。
【００４７】
なお、後述するように、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ系焼結摺動材料中の各相のＥＰＭＡ組成分析（Ｘ線マイクロアナライザー分析）を行った結果、Ａｌ、ＴｉはＣｕ合金相よりもＦｅ規則相中へ濃化するのに対して、ＳｎはＣｕ系相へ濃化し、Ｐはほぼ均等に固溶することが明らかとなっている。また、Ｆｅ合金相中へ固溶するＣｕ濃度は約２５質量％、Ｃｕ合金相へ固溶するＦｅ濃度は約５質量％にまで及ぶことが明らかとなっている。
【００４８】
したがって、１０質量％以上のＣｕを含有するＦｅ−Ａｌ−ＣｕおよびＦｅ−Ａｌ−Ｃｕ−Ｃ系焼結摺動材料は、Ｆｅ合金相中には焼結時に最大でも約２５質量％のＣｕを固溶しているため、焼結温度からの冷却時や、低温度における時効処理によって、Ｆｅ合金相内部に微細なＣｕ合金相が析出することが予想される。とりわけ、析出するＣｕ合金相が前述の耐焼付き性に優れ（特開２００１−２７１１２９号公報参照）、かつ高硬度なβ相である場合には、Ｆｅ合金相自身の耐焼付き性向上に寄与することは明らかである。
【００４９】
また、Ｓｎは、Ｆｅ規則相へほとんど固溶せずにＣｕ系相に濃化して、Ｃｕ合金相の摺動特性を高めることが容易に理解できるが、本出願人が特開２００１−２７１１２９号公報において開示しているように、このＳｎは、Ｃｕ−Ａｌ系β相を顕著に安定化してβ相を出現し易くすると同時に、Ｃｕ合金相の融点を下げて易焼結性を高める働きをするが、Ａｌ共存下でＳｎが多量に添加された場合には、金属間化合物を多量に析出して顕著に脆化するので、このＳｎの添加量をＣｕ添加量の１０質量％以下とした。
【００５０】
さらに、前記β相のＣｕ合金相の摺動特性を高める、Ｓｎ、Ｔｉ、Ｎｉ、Ｍｎ、Ｓｉ、Ｐの一種以上の元素が共存することが望ましいことは明らかである。
【００５１】
なお、前記鉄系焼結摺動材料中のＣｕ合金相の分布や大きさ、後述する気孔の分散性や固体潤滑剤の分散性はその摺動材料の摺動特性や強度に深く関係することが良く知られており、鉄系焼結摺動材料に使用する鉄系粉末を６０μｍ（２５０メッシュ以下）で、より好ましくは４５μｍ（３２５メッシュ以下）の微細なものにすることが好ましい。
【００５２】
前述のように、前記鉄系焼結摺動材料の優れた摺動特性および耐摩耗性は、その摺動材料中のＦｅ合金相にあることは明らかであることから、本発明では、更に、Ｆｅ合金相成分範囲の粒子をＣｕ系合金マトリックスに分散させた銅系焼結摺動材料を開発した。
【００５３】
要するに、本発明による焼結摺動材料は、Ｃｕ合金相を母相として、２．０〜３５重量％のＡｌと、２５重量％以下のＣｕと、０．０５〜１．５重量％のＣと、５〜４０重量％のＣｏと、５〜４０重量％のＮｉと、０．０５〜５．０重量％のＳｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｔｉ、Ｐ、Ｃｏ、Ｓｎの一種以上を含有するＦｅ合金相が、５〜５０重量％分散されてなる焼結組織からなることを特徴とするものである（第１発明）。
【００５４】
ここで、Ｃｕ合金相において、少なくともＡｌ、Ｓｎ、Ｔｉの一種以上を含有し、Ｃｕ−Ａｌ状態図中に記載されるβ相および／またはその変態相を含んでいるのが好ましい（第２発明）。
【００５５】
また、前記銅系焼結摺動材料中に分散するＦｅ合金相が、マルテンサイト、ベイナイト、粒状セメンタイトの一種以上の組織からなっており（第３発明）、硬さがＨｖ＝２５０〜８５０の銅系焼結摺動材料とするのが好ましい。
【００５６】
さらに、潤滑油の軸受摺動面への均一供給を図る目的で、鉄系焼結摺動材料中に潤滑油を含有させる気孔を分散させることは、軸受の耐焼付き性を高めるだけでなく、軸受への給脂間隔を顕著に延長する効果があるので、本発明では、前述の軸受用鉄系焼結摺動材料中の気孔を規定した。
【００５７】
通常、鉄系焼結摺動材料および／または銅系焼結摺動材料は、０．５〜３０体積％の気孔を含有しているが、摺動材料としては気孔が通気孔である３体積％以上が望ましく、またその上限は焼結体強度の観点から３０体積％を越えないことが望ましい。
【００５８】
また、気孔中に含油する潤滑油の粘性は、使用条件によって種々変えることができる（例えばＩＳＯ粘度等級１００〜１５００）が、例えば作業機ブッシュのような高面圧、低摺動特性で使用する場合にはより高粘度な潤滑油を含浸することが好ましく、また耐熱性の高い合成潤滑油やそれと２〜１０質量％のワックス類を溶融させたもの等を含油しても良い。
【００５９】
また、前記多量の気孔を含有させる場合においては、潤滑性の優れたＰＡ（ポリアミド）等の樹脂やワックスを含浸させることも効果的である。
【００６０】
さらに、前記鉄系焼結摺動材料において、その耐焼付き性と耐摩耗性を改善するために、従来から良く知られている固体潤滑性の高い、黒鉛、ＭｏＳ２、ＷＳ２、ＭｎＳ、ＣａＦ２等の固体潤滑剤（３〜９質量％）を添加するのが好ましい（第５発明）。
【００６１】
なお、固体潤滑剤である黒鉛を鉄系焼結摺動材料中に分散させた場合には、０．０６〜１ｍｍの粒径が主体となる黒鉛に対して、前述の４５μｍ以下の微細な鉄系粉末を用いて黒鉛粒子を取り囲むことが好ましい。また、固体潤滑剤となる黒鉛は造粒等の手段で粒状に調整されることが好ましい。
【００６２】
さらに、前記黒鉛粒子周辺に不定形な気孔が多く存在すると、その位置での切欠き作用による強度低下が著しくなるために、後述するような溶浸方法を用い、その気孔を低減した鉄系焼結摺動材料が好ましく、またより多量の黒鉛を含有する際の鉄系焼結摺動材料の気孔率は、例えば０．１〜１０体積％のように、できるだけ少ない方が強度的な観点から好ましい。
【００６３】
また、黒鉛が鉄系マトリックス中に固溶していき、黒鉛周辺にセメンタイトなどの大きな炭化物を形成し、摺動時において相手材料を強烈に摩耗させる場合が多く、またＭｏＳ２、ＷＳ２においても、反応して硫化鉄や硫化銅を形成するので、固体潤滑材として、黒鉛、ＭｏＳ２、ＷＳ２などを分散焼結する場合には、固体潤滑材の表面に鉄との反応を防止するためのガラス系材料をコーティングした状態にすることが望ましい（特開平４−２５４５５６号公報参照）。
【００６４】
さらに、硬質分散粒子による耐焼付き性および耐摩耗性を改善する手段として、Ｍｏ（０．２〜１０質量％）、Ｗ等の金属粒子、酸化物、炭化物、窒化物等のセラミックス、超硬（Ｃｏ−ＷＣ系）、サーメット（Ｎｉ−ＴｉＣ系）、高速度鋼粉末等の炭化物、窒化物を含有する硬質分散材、さらにはＦｅＣｏ、ＮｉＡｌ、ＴｉＡｌ、ＮｉＳｉ、ＮｉＴｉ等の金属間化合物の一種以上が含有されているのが好ましい（第５発明）。
【００６５】
前記第５発明においては、少なくとも２〜９質量％の造粒された黒鉛が分散され、さらに０．１〜５質量％のＭｏＳ２、ＷＳ２、ＭｎＳが分散されているのが良い（第６発明）。
【００６６】
次に、固体潤滑剤を多く含有する強度の弱い本発明の鉄系焼結摺動材料を補強する目的、本発明の鉄系焼結摺動材料の使用量を少なくする目的等のために、本発明では、前述の鉄系焼結摺動材料を裏金に一体化して複層焼結摺動部材として利用することが好ましい。ここで、一体化方法としては、前記摺動材料をロウ付け、接着の各種方法や、この摺動材料を焼結する時に接合する焼結接合法による方法がある。
【００６７】
とりわけ、前述の銅系焼結摺動材料を裏金に焼結接合する方法としては、Ｃｕ−Ｓｎ、Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ系焼結摺動材料を裏金鋼板に焼結接合する従来からの方法が簡便に適用される。この方法は、前記Ｆｅ合金相成分の粉末を青銅系のＣｕ−Ｓｎ、Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ系粉末に混合した混合粉末や金属Ｃｕ、Ｓｎ、Ｐｂ粉末やそれらの合金粉末で調整した粉末との混合粉末を裏金となる鋼板上に散布し、７００℃以上の温度で一旦仮焼結接合した後、圧延機などの機械的手段でその仮焼結体を加圧成形して再度焼結して製造する方法であり、より高密度な焼結層を得るには、加圧成形と焼結とを繰り返すこととなる。
【００６８】
円筒状もしくは略円筒状の焼結摺動部材を得る場合には、鉄系焼結摺動材料を円筒状、略円筒状もしくは板状に成形・加工し、鉄系材料よりなる裏金に一体化するのが好ましい（第７発明）。
【００６９】
前記第７発明において、前記裏金となる鉄系材料の焼入れ性がＤＩ値＝２．０以下で、ガス急冷もしくは油焼入れによってもフェライト、パーライト、ベイナイトのいずれかの組織を示し、この裏金に焼結接合する鉄系焼結摺動材料中のＦｅ合金相の一部以上をマルテンサイト化することによって、この鉄系焼結摺動材料に圧縮残留応力が働くようにするのが好ましい（第８発明）。この場合、前記裏金となる鉄系材料の気孔率が３〜２０体積％に調整され、各気孔に潤滑油が含浸されているのが良い（第９発明）。
【００７０】
また、円筒状もしくは略円筒状に成形されて複層焼結ブッシュとされた複層焼結摺動部材においては、両端面部の外周面の面取りが内周面の面取りよりも小さくされているのが好ましい（第１０発明）。
【００７１】
さらに、前記第７発明〜第１０発明においては、円筒状もしくは略円筒状に成形された複層焼結摺動部材であって、スラスト荷重を受けて摺動するように前記裏金に鍔部が設けられ、この鍔部摺動面に焼入れ硬化処理が施されているか、もしくは耐摩耗材料および／または摺動材料が配されているのが好ましい（第１１発明）。ここで、前記耐摩耗材料もしくは摺動材料は、超硬、ステライト、鉄系耐摩耗材料、セラミックス、Ｃｕ系耐摩耗材料のうちの一種であり、これらが溶射、ロウ付け、焼結接合、溶浸接合、接着のうちのいずれかの手段で一体化されるのが良い（第１２発明）。
【００７２】
さらに、前記各発明における鉄系焼結摺動材料が前記鍔部摺動面において一体化されているのが好ましい（第１３発明）。
【００７３】
次に、円筒状もしくは略円筒状に成形された複層焼結摺動部材を製造するためには、
予め成分調整された鉄系焼結材料の成形体もしくは焼結体を、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料よりなる裏金の内径面に略内接するように配置し、前記鉄系焼結材料より低融点に成分調整された銅系または銅アルミニウム系材料を前記鉄系焼結材料の成形体もしくは焼結体に加熱しながら溶浸することによってその鉄系焼結材料を膨張させながら前記裏金に接合する方法とするのが好ましい。
【００７４】
なお、前記銅系焼結摺動材料中のＦｅ合金相を焼入れ硬化させるためには、少なくとも８５０℃以上の温度から冷却する必要があるので、焼結温度は８５０℃以上であって、焼結後の冷却速度によって焼入れ硬化するように、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｎ、Ｍｏなどの合金元素が調整されているのが好ましい。ただし、裏金鋼板は、その冷却速度において焼入れ硬化しないような、例えばＳＰＣＣや炭素鋼鋼板からなるのが好ましい。
【００７５】
また、前述の鉄系焼結摺動材料を同様の方法で複層焼結摺動部材とするには、Ｆｅ合金相粉末の添加量をより増大させると良いので、前述の基本的な製造方法は変わらない。
【００７６】
前記複層の鉄系焼結摺動部材の製造方法においては、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料の内径面に、その内径とほぼ同じか僅かに小さい外径をもつとともに、Ａｌを除いたＦｅ−ＣやＦｅ−Ｃ−Ｃｕ系焼結材料用混合粉末、またはその混合粉末にＡｌ添加量を最小限に抑えた混合粉末を、２０００ｋｇｆ／ｃｍ２以上で加圧成形した成形体を配置し、この成形体を焼結すると同時に、Ｃｕ−Ａｌ系材料を溶融してその成形体に溶浸することによって、その成形体内での焼結とＡｌ成分の拡散によって膨張が始まり、鉄系焼結摺動材料を鉄系材料の内径面に押し付けながら接合することができる。
【００７７】
なお、前記溶浸するＦｅ−ＣやＦｅ−Ｃ−Ｃｕ系のプレス成形体は、一旦焼結した後に、鉄系材料の内径面に配置して溶浸する方法であっても良いのは明らかである。
【００７８】
さらに、前記溶浸方法で作った鉄系摺動材料においても、溶浸後に再加熱することによってＡｌの合金化がより進行して更なる膨張性が出現することが容易に想定されることから、溶浸法で作った鉄系焼結摺動材料を鉄系材料内径面に配置して、再加熱して接合する方法を用いるのが良く、また、接合面に予め適正なロウ剤を配置し、その接合性を改善することも好ましい。
【００７９】
円筒状および／または鍔付き円筒形状の鉄系裏金材料の内径部に、前記鉄系焼結摺動材料を焼結接合してなる複層焼結摺動部材の製造原理は、その前記鉄系焼結摺動材料の焼結時に添加したＡｌが８００℃以上の低温側において顕著に拡散し始めることによって大きな膨張を引き起こし、その膨張によってその鉄系焼結摺動材料を鉄系裏金材料の内径面に押し付けながら焼結接合し、さらに昇温しながら８５０℃以上の温度で接合の主体となるＣｕ合金成分が溶融してその焼結性を高め、より高強度化させる点にある。
【００８０】
円筒状もしくは略円筒状にした前記鉄系焼結摺動材料を円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料の内径面にロウ付けする方法として、円筒状もしくは略円筒状に成形された複層焼結摺動部材の製造方法であって、鉄系焼結摺動材料を、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料よりなる裏金の内径面に略内接するように配置するとともに、それら焼結摺動材料と裏金との間にロウ剤を配置し、前記焼結摺動材料の内周面からの高周波加熱によってその焼結摺動材料を前記裏金に押し付けながらロウ付けすることが好ましい。なお、前記ロウ付け後に前記鉄系焼結摺動材料中のＦｅ合金相を焼入れ硬化させるには、ロウ付け温度が８５０℃以上であるのが好ましい。
【００８１】
前記鉄系焼結材料を焼入れ硬化させるために、炭素量はその必要硬さに応じて自在に調整されるが、通常は０．０５〜１．０質量％の範囲とするのが好ましい。さらに、本発明では、焼結接合後の冷却過程において、マルテンサイトおよび／またはベイナイトの一種以上が形成されて硬化するように、Ｎｉ、Ｍｏ、Ｃｒ、Ｗ等の一種以上の元素によって焼入れ性が調整され、かつ裏金の鉄系材料が焼入れ硬化されないようにして、冷却完了時点では鉄系焼結体が焼入れ変態によって膨張し、裏金によって圧縮応力が残留するように調整し、焼入れ時の裏金との剥離や焼結層の割れが発生しないようにするのが好ましい。
【００８２】
また、円筒形の軸方向への膨張収縮により割れが発生する場合には、その防止手段として、鉄系焼結材料の成形体を２つ以上多段積みに分けて焼結接合することが好ましい。
【００８３】
前記円筒状、略円筒状または板状の鉄系裏金材料としては、鋼、鋳鉄、焼結材料等が適用できることは明らかである。前記鉄系焼結摺動材料を一体化した複層の焼結摺動部材においては、より潤滑油を多く含有し、より長時間の給脂間隔を達成するために、鉄系焼結材料を裏金に利用し、この裏金中においても潤滑油を多量に含有させることが好ましい。
【００８４】
また、前記複層焼結摺動部材を製造するには、鉄系焼結材料を膨張させる金属であるＡｌを添加する鉄系焼結体においては、Ａｌを少なくとも０．１質量％以上含有することによって膨張性が顕著に確認されるので、鉄系焼結材料を膨張させる金属であるＡｌを少なくとも０．１質量％以上含有するとともに、高温度側で液相を発生させて焼結体強度と焼結接合性を確保するために、１０〜５０質量％のＣｕ、０．１〜１０質量％のＳｎおよび０．１〜１０質量％のＴｉのいずれか一種以上を含有してなり、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料よりなる裏金の内径と略同じか、または僅かに小さい外径を有する鉄系焼結材料よりなる円筒状の成形体を、前記裏金の内径面に挿入・配置し、
（ａ）７００℃以上の温度で所定時間加熱することによって、前記焼結材料を膨張させて前記裏金に焼結接合させ、
（ｂ）さらに昇温して８２０℃以上の温度で加熱することによりＣｕ系合金液相を発生させることによって、前記焼結材料を緻密化させる方法とするのが好ましい。
【００８５】
Ａｌの添加による膨張性は合金の拡散性が活発になる８００℃以上の温度域で顕著に現れ始め、Ｃｕが共存しない場合には１１００℃においても更に膨張し続けるが、例えばＣｕを１５質量％以上添加した場合には１０５０℃前後での液相の発生とともに収縮し始めることがわかる。
【００８６】
また、炭素を添加することによって、Ｆｅ合金相へのＣｕの固溶度を減じることになり、焼結時のＣｕの液相量が多くなり、より焼結性が促進される。
【００８７】
本発明では、Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕの膨張収縮特性を利用して、８００℃以上で、かつ最大膨張を示す１０５０℃以下の温度域において収縮性にあまり寄与しない第三の合金元素を添加して液相を発生させることによって接合性を確保し、１０５０℃以上の温度での加熱によって鉄系焼結体の緻密化と焼結体強度の確保を図るようにした。なお、前記Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｕ系焼結摺動材料において、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料との焼結接合性を改善するための第三元素としては、少なくともＳｎ、Ｐ、Ｔｉ、Ｓｉの一種以上が選ばれる。例えばＳｎやＴｉを添加した場合においては大きな膨張性が発現されるが、Ｃｕと合金化されることによって、低融点化される特性を持つものである。各々の添加量としては、１〜１０質量％の範囲で調整されるが、作用効果とコスト的な観点からは５質量％以下とするのが好ましい。
【００８８】
とりわけ、Ｔｉは微量添加によっても、炭素を含む鉄相とＣｕ相の界面に炭化物を形成して、Ｃｕ液相との濡れ性を顕著に改善するので、添加量としては０．１質量％以上とするのが効果的である。
【００８９】
また、Ｐは燐鉄として炭素を含有する鉄系焼結体に添加した場合において膨張性を与えることは良く知られている。また、Ｃｕとの合金化では強力な還元作用を示し、内径面焼結接合技術においては極めて好ましい添加元素であり、燐鉄添加量としては、Ｆｅ−Ｃ固溶体に対するＰの固溶度が約１．２質量％であるので、Ｐ量として１．２質量％以下に抑えるのが好ましい。
【００９０】
前記焼結接合後の冷却過程において、炭素を含有するＦｅ合金相をマルテンサイト変態によって硬化させるとともに膨張させ、同時に前記裏金は焼入れ硬化させないように焼入れ性を調整することによって、前記焼結材料および焼結接合を強化する圧縮残留応力を作用させるようにするのが好ましい。
【００９１】
また、焼結摺動部材の製造は、
円筒状もしくは略円筒状に成形された複層焼結摺動部材の製造方法であって、円筒状もしくは略円筒状の鉄系材料よりなる裏金にスラスト荷重を受けて摺動するように鍔部が設けられ、この裏金の内径面に鉄系焼結摺動材料を焼結接合すると同時に、前記鍔部摺動面に耐摩耗材料および／または摺動材料を接合することにより行うのが好ましい。
【００９２】
ここで、前記耐摩耗材料および／または摺動材料は、少なくとも炭素１．５〜３．５質量％、Ｃｒ５〜１７質量％を含有する高炭素高Ｃｒ鉄合金焼結材料であるのが良い。
【００９３】
また、本発明では、前記円筒状および／または鍔付き円筒形状複合焼結摺動部材において、焼結材料と焼結接合する裏金面に潤滑油の溜り溝部を予め形成しておき、前記方法によって内径面に焼結接合することによって潤滑油を貯蔵できるようにし、含油工程において複合焼結摺動部材の含油量を増すようにした。また、このような潤滑油溜りを持つ軸受では、焼結層自身に強度を極端に低下させる気孔を、従来の含油軸受のように１５体積％と多量に形成する必要がなく、潤滑油溜りにある潤滑油が焼結層中に気孔を通じて摺動面に供給される程度の開気孔率が保証されれば良いので、焼結層中の開気孔率が十分に保証される気孔率である５体積％程度にまで焼結層を緻密化できることになり、高強度な含油焼結軸受が提供できるようになった。
【００９４】
また、本発明では、衝撃力による高面圧だけでなく、スラスト荷重のかかる状態での回転および／または揺動摺動時においても耐焼付き性に優れ、土砂の侵入に対する耐摩耗性とシール機能を付加した鍔付き作業機ブッシュを提供することができる。とりわけ、コスト的には前記鍔付き円筒形状の複層鉄系焼結部材の円筒状内径面に鉄系焼結摺動材料を焼結接合する際に、鍔部のスラスト部摺動環境に応じて、超硬、ステライト、鉄系耐摩耗材料、セラミックス、Ｃｕ系耐摩耗材料等の各種の摺動材料および耐摩耗材料を裏金になる鉄系材料にロウ付け、焼結接合、溶浸接合することが好ましい。
【００９５】
なお、後述する実施例においては、Ｆｅ−３質量％Ｃ−１５質量％Ｃｒ−２．３質量％Ｍｏ−２．１質量％Ｎｉ−０．２質量％Ｐの高炭素高Ｃｒ鉄系耐摩耗焼結材料を焼結接合したが、その焼結材料は建設機械の下転輪ローラ部のフローティングシール用材料として耐久性に優れた材料である。
【実施例】
【００９６】
次に、本発明による銅系焼結摺動材料およびそれを用いる焼結摺動部材の具体的な実施例について、図面を参照しつつ説明する。
【００９７】
（実施例１）
電解鉄（９９．９５質量％）とＡｌ、Ｃｏとを用いて、各種組成の合金を真空雰囲気下で溶解、製造し、鍛造後、小試験片に切り出し、それら合金の磁気変態温度（キュリー点、℃）と、硬さと熱処理との関係を調べた。
【００９８】
図１（ａ）（ｂ）には、０〜４０原子％Ｃｏ、０〜４０原子％Ａｌの組成のＦｅ−Ａｌ−Ｃｏ三元合金を１２００℃に加熱後急冷したもの（ａ）と、この急冷後に６００℃で１０時間時効処理したもの（ｂ）のそれぞれのビッカース硬さ分布が示されている。これらの図から、急冷したもの（図１（ａ））においても２５〜４０原子％Ａｌ、１５〜３０原子％Ｃｏの範囲においてわずかな硬化傾向が認められるが、６００℃で時効処理したもの（図１（ｂ））では、１５〜４０原子％Ａｌ、１０〜４０原子％Ｃｏの範囲において顕著に硬化する領域が存在することがわかる。
【００９９】
次に、図２には、図１（ｂ）において、０、１０、１５、２０、３０、４０原子％Ｃｏ断面におけるＡｌ濃度（原子％）と硬さとの関係が示されている。この図から、次のことがわかる。すなわち、０原子％Ｃｏ（Ｃｏを添加しない場合）においては、Ａｌ濃度の増加に伴って硬化している。この硬化割合は、急冷合金で観察された増加の程度にほぼ等しいため、６００℃での時効硬化現象がほとんど観察されていない。これに対して、１０原子％Ｃｏにおいては、１５原子％Ａｌ（約８質量％Ａｌ）において顕著に硬化し、２０原子％Ａｌにて最大硬さ（Ｈｖ＝６２０）に達した後、３０原子％Ａｌで時効硬化性が消失する。また、２０原子％ＣｏでのＡｌ添加の影響は、１０原子％Ａｌから時効硬化性が確認され、３０原子％Ａｌで最大硬さ（Ｈｖ＝７７０）に達した後、４０原子％Ａｌでほぼ時効硬化性が消失する。さらに、３０原子％Ｃｏにおいては、４０原子％Ａｌまで時効硬化性が確認されるが、４０原子％Ａｌに至ると顕著な時効硬化性はなくなる。
【０１００】
上述の結果からすれば、Ｃｏ添加による時効硬化性を効率的に発揮するには、１０〜３０原子％Ｃｏおよび１０〜５０原子％Ａｌの範囲で調整されるのが好ましく、より低温度側での時効硬化性はさらに、例えば５原子％程度の低Ａｌ、低Ｃｏ濃度側においても現れることは明らかである。なお、上述のようなＣｏの添加による顕著な時効硬化現象は、Ｆｅ系規則相の二相分離反応に由来することは明らかであり、同様の現象はＦｅ−Ａｌ−Ｎｉ系合金においても確認されている。さらに、同様の現象がＡｌの代わりにＳｉおよびＣｏ、Ｎｉの代わりにＭｎの合金元素を用いることにより得られるのは、熱力学的に予測される。
【０１０１】
図３には、１０原子％Ｃｏを添加したＦｅ−Ａｌ−Ｃｏ三元合金を、５℃／ｍｉｎの昇温、降温速度で測定した磁化曲線から求めた磁気変態温度（キュリー温度）とＡｌ原子％濃度との関係が示されている。なお、図中には、ＨＡＮＳＥＮの状態図に記載のＦｅ３Ａｌの規則不規則変態温度を熱分析、比熱、電気抵抗および磁気変態法等の測定方法によって調査した結果が併せて示されている。一般に、磁気変態測定からの規則不規則変態温度の測定方法は感度が低いものであるが、その他の測定方法による結果を総合すると、Ｆｅ−Ａｌ合金系におけるＦｅ３Ａｌの規則不規則変態が５００℃で起こるＡｌ濃度限界は１０原子％（約５質量％）であり、前述のように室温においても規則不規則変態が起こること、および摺動面温度が１００〜２００℃にすぐに達成することを考え合わせると、図３中の破線で示されるように、規則不規則変態が生じるＡｌ濃度限界は約４原子％（約２質量％）であることが明らかである。したがって、明確な規則不規則変態性を有効に利用するためには、少なくとも４質量％以上の添加が好ましいことが分かる。
【０１０２】
さらに、Ｆｅ−１０原子％Ｃｏ−１５原子％Ａｌでは、複数の磁気変態点が出現し、Ｆｅ−１０原子％Ｃｏ−２０原子％Ａｌ合金では三段の磁気変態温度が確認される。このことから、不規則状態、Ｆｅ３Ａｌ型およびＦｅＡｌ型の３種類の原子配列が存在していることが確認されるとともに、規則相による複数の磁気変態点出現域が、より高温度側とＡｌのより低濃度側に推移して発現されることから、Ｃｏの添加によってＦｅ−Ａｌ系の規則相がより安定化され、この場合の前述のＡｌ添加の適正量は１質量％以上で、さらなるＣｏの添加（〜４０原子％）によって、Ａｌ添加の適正量は０．５質量％にさがることが明らかである。
【０１０３】
（実施例２）
本実施例では、Ｆｅ規則相単味の耐摩耗性を評価するために、表１に示される組成の溶製材料よりなる直径１０ｍｍ、長さ５０ｍｍの円柱状試験片を用いて、５００℃と６００℃での前記時効処理時間を調整することによって各種の硬さを調整した後、油潤滑下で、ＳｉＣを２０質量％含有したポルトランドセメント円盤に摺動材料を押し付けたときの土砂摩耗性を評価した。
【０１０４】
【表１】
【０１０５】
図４には、試験装置の概念図と試験条件とが示されている。この試験においては、ビッカース硬さがＨｖ＝５００となるように焼入れ焼戻しされたＳ４５基準材を試験材と同時に装置に取り付けて、試験材の摩耗性を基準材の摩耗量に対する摩耗量の比で評価した。図５に、本発明によるＦｅ系規則相材料の硬さを、比較材とともに示す試験結果が示されている。この図から明らかに、Ｆｅ系規則相の耐摩耗性が硬さの割に極めて優れていることがわかる。これらの結果は、各合金を０．１体積％以上の気孔率を含有する焼結材料として製造した場合においても同じであることは明らかである。
【０１０６】
（実施例３）
本実施例では、表２に示される合金を真空溶解して、１０００〜１１５０℃での熱間鍛造、熱間圧延で板状に加工した後、切断・丸曲げし、図６に示される形状に機械加工したブッシュを摺動試験片とし、６００℃での前記時効処理時間を調整することによって各種の硬さになるように調整した。比較材としては、ＳＣＭ４２０肌焼き鋼に表面炭素濃度を約０．８質量％に調整した浸炭処理ブッシュ（比較材１）、Ｓ４３Ｃ焼入れ焼戻しブッシュ（比較材２）および高力黄銅４種材（Ｃｕ−２５質量％Ｚｎ−５質量％Ａｌ−３質量％Ｍｎ−２．５質量％Ｆｅ）（比較材３）を用いた。
【０１０７】
【表２】
【０１０８】
図７には、摺動試験装置の概念図と試験条件が示されている。この摺動試験においては、供試ブッシュの投影面積に対して１０００ｋｇ／ｃｍ２まで１００ｋｇ／ｃｍ２毎に１００００回の往復摺動を行いながら摺動面圧を段階的に高めて行き、焼付いて摩擦係数が急増したり、急進的な摩耗や異音が発生した時点で試験を中断して評価を行った。
【０１０９】
図８には摺動摩擦係数の推移、図９には摺動摩耗量の推移がそれぞれ示されている。これらの試験結果から、本発明材が比較材に比べて極めて良好な耐焼付き性を発揮するとともに、Ｆｅ規則相を時効硬化させた場合において耐摩耗性が改善されるのが明らかである。この結果は、気孔率を極力少なくした高密度焼結摺動材料においても適用されることは明らかである。
【０１１０】
（実施例４）
３００メッシュ以下のＦｅアトマイズ粉末、Ｆｅ１０質量％Ａｌ、Ｆｅ１７質量％Ａｌアトマイズ粉末、Ａｌアトマイズ粉末、Ｓｎアトマイズ粉末、Ｎｉ１０Ｐアトマイズ粉末、Ｃｕ８Ｐアトマイズ粉末、３００メッシュ以下のＴｉＨ粉末、燐鉄（２５質量％Ｐ）、Ｓｉ粉末、Ｍｎ粉末、５μｍのカーボニルＮｉ粉末、平均粒径６μｍの黒鉛等を用いて、表３、表４に示される配合成分の混合粉末を作成し、図１０に示される引張試験片（形状ブッシュ摺動試験片）を成形圧力４ｔｏｎ／ｃｍ２で成形した。なお、これら成形体は、１０−１ｔｏｒｒ以下の真空状態にて９５０〜１２５０℃の範囲で１０分〜１ｈｒ焼結して、６００ｔｏｒｒのＮ２ガス冷却後にそれらの寸法、組織を調査した。
【０１１１】
【表３】
【表４】
【０１１２】
図１１〜図１３は、１１４０℃、１２００℃、１２５０℃で各１ｈｒ真空焼結した時の前記引張試験片長さを示したものである。なお、その他の詳細な寸法測定結果は表３、表４中に合わせて示した。この結果から明らかなように、図中に破線にて示される成形体長さ（約９６．５５ｍｍ）に対して、Ｆｅ−Ａｌ二元系焼結合金において、ＦｅとＡｌの素粉末を配合した焼結合金では、１２５０℃までの高温度においても焼結収縮することはなく、従来からの報告（例えばＤ．Ｊ．ＬＥＥ ＡＮＤ Ｒ．Ｍ．Ｇｅｒｍａｎ、Ａｍｅｒｉｃａｎ Ｐｏｗｅｒ Ｍｅｔａｌｌｕｒｇｙ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ，２１（１９８５．９））の通りに、顕著な膨張性を示すことがわかった。また、Ａｌに対して熱力学的反発性を有するＳｉ、Ｓｎ、Ｃを単独に添加した焼結合金においても、顕著な膨張性を抑えることはなく、燐鉄（Ｆｅ２５質量％Ｐ）を単独に添加した場合においてのみ１２５０℃において焼結収縮性が認められた。したがって、緻密なＦｅ−Ａｌ二元系焼結合金を得るためにはＦｅ−Ａｌ二元合金粉末や二元合金粉末に少量のＡｌ素粉末を添加することが望ましいのは明らかである（表３、表４のＮｏ．３２参照）。
【０１１３】
しかし、素粉末を用いたＦｅ−Ａｌ焼結合金の難焼結性を改善するためのＣｕ添加の影響を調査した結果、Ｃｕ単独の添加では１０質量％未満では焼結収縮性の改善がほとんどないが、１０質量％以上の添加によって焼結収縮性が認められるようになり、好ましくは約２０質量％Ｃｕによって十分な焼結収縮性が確保されることがわかった。この原因は、図１４に示されるＦｅ−１２質量％Ａｌ−２０質量％Ｃｕ焼結合金の組織観察写真からわかるように、Ｆｅ−Ａｌ合金相中にＣｕを多量に固溶して、Ｆｅ−Ａｌ合金相粒子間にＣｕ−Ａｌ系合金が液相として残留する量が少なくなるためである。したがって、Ｆｅ−Ａｌ系焼結合金の焼結性を高めるためには、１０質量％以上のＣｕの添加が必要であり、より好ましくは２０質量％以上であることがわかった。
【０１１４】
さらに、ＣｕとともにＳｉ，Ｓｎ，Ｐ，Ｔｉ等のＣｕ合金の融点を下げる合金元素を複合添加することによって、その焼結収縮性はさらに改善され、より低温度側からの焼結収縮性が確保されることがわかる。また、炭素を固溶させた焼結合金においては、より焼結性が高められているが、これはＦｅ合金相へのＣｕの固溶度が減じることによって、液相を発生させるＣｕが多くなったためである。
【０１１５】
表５は、表３、表４中のＮｏ．２３〜２７の焼結合金を１２００℃で０．５ｈｒ真空焼結・ガス冷却したＦｅ−Ａｌ系規則相およびＦｅ−Ａｌ規則相を繋ぐＣｕ−Ａｌ系相の化学組成をＸ線マイクロアナライザー（ＥＰＭＡ分析）によって調べた結果を示したものである。
【０１１６】
【表５】
【０１１７】
この表５から明らかなように、Ａｌ、ＴｉはＣｕ−Ａｌ相よりもＦｅ−Ａｌ規則相中に顕著に濃縮して存在しており、ＳｎはＣｕ−Ａｌ相中に濃縮するとともに、Ｆｅが３〜５質量％程度固溶することがわかった。また、ＨＡＮＳＥＮの状態図を参考にした場合、Ｃｕ−Ａｌ相には約９質量％のＡｌが含有され、さらにＳｎ，Ｆｅなどのβ相を安定化する元素が含有されていることから、Ｃｕ−Ａｌ相がほぼβ相に相当すると考えられることがわかった。
【０１１８】
さらに、Ｆｅ−Ａｌ合金相には焼結温度によって最大２５質量％のＣｕも固溶しており、焼結後の冷却過程や焼結温度以下の低温側での再加熱によってＦｅ−Ａｌ合金相中においてもβ相に相当する微細なＣｕ合金相が析出することは明らかである。
【０１１９】
このことは、本出願人が既に特開２００１−２７１１２９号公報において開示しているように、β相Ｃｕ−Ａｌ合金が高面圧、低摺動速度の極めて厳しい油潤滑条件下で使用する合金として優れた摺動特性と耐摩耗性を発揮することから、極めて好ましいことであることは明らかである。
【０１２０】
なお、前記特開２００１−２７１１２９号公報においても既に開示しているように、Ｓｉ，Ｓｎ，Ｔｉの添加はβ相Ｃｕ−Ａｌ合金の焼結性をも顕著に高めると同時に、顕著に硬化させるために、その添加量はＣｕ添加量に対して１０質量％以下に抑えて使用することが好ましい。
【０１２１】
図１５は、Ｆｅ，Ａｌ素粉末を用いたＦｅ−Ａｌ系焼結合金の焼結収縮性に対するＳｉ，Ｃｏ，Ｎｉの影響を示したものである。この図から、前記時効硬化性を顕著にするＮｉ，Ｃｏの添加によっても十分な焼結収縮性が得られること、およびＳｉの添加によって焼結収縮性がより改善されることがわかる。ＳｉはＡｌと同結晶構造のＦｅ−Ｓｉ系規則相を形成する元素であることから、Ａｌとの複合添加は規則相を形成させる観点から極めて望ましい元素である。
【０１２２】
さらに、図１５中にはＦｅ１０質量％Ａｌ合金粉末を利用して、Ａｌ素粉末添加量を抑えた規則相焼結合金（表３、表４中のＮｏ．３２）の焼結収縮性が示されているが、素粉末だけの焼結合金に比べ、良好な収縮性を示すとともに、例えばＦｅ−Ａｌ、Ｆｅ−Ｃｏ−Ａｌ、Ｆｅ−Ｎｉ−Ａｌ、Ｆｅ−Ａｌ−Ｓｉ等の合金粉末の入手性が良い場合には、これらの合金粉末にＣｕもしくはＣｕ合金粉末を添加配合することによって焼結収縮性の良い各種Ｆｅ−Ａｌ系焼結合金が得られることが明らかである。
【０１２３】
（実施例５）
本実施例は、実施例４に示される表３、表４中の代表的なＦｅ−Ａｌ焼結合金と、表６に示されるようなＣｕ合金マトリックスに＃１００メッシュ以下のＦｅ１５Ａｌ、Ｆｅ１０Ａｌ１０Ｃｏ、Ｆｅ０．６Ｃ４Ａｌ０．７４Ｍｎ１．５１Ｃｒ０．３８Ｍｏ合金粉を分散させるように焼結した材料の摺動特性の調査を行ったものである。なお、比較材として、高力黄銅４種材（Ｃｕ−２５質量％Ｚｎ−５質量％Ａｌ−３質量％Ｍｎ−２．５質量％Ｆｅ）および表６中のＮｏ．５３組成の鉄系含油軸受を用いた。
【０１２４】
【表６】
【０１２５】
プレス成形体は、外径６６ｍｍ、内径４７ｍｍ、高さ３５ｍｍの円筒体を４ｔｏｎ／ｃｍ２の加圧力で成形した後に、気孔率が１０体積％、２０体積％程度になるように真空焼結、Ｎ２ガス冷却したものを前述の図６に示される形状にブッシュ加工したもの、および６００℃で１ｈｒの加熱処理を行ったものに＃３０の潤滑オイルを含浸させて摺動試験に供した。また、摺動試験装置およびその試験条件は前述の図７に示されているとおりである。摺動面圧は供試ブッシュの投影面積に対して１０００ｋｇ／ｃｍ２まで５０ｋｇ／ｃｍ２毎に１００００回の往復摺動を行いながら面圧を段階的に高め、焼付いて摩擦係数が急増したり、急進的な摩耗や異音が発生した時点で試験を中断して評価した。
【０１２６】
図１６には、気孔率を約１０体積％に調整した場合の試験結果が示されている。この結果から明らかなように、本発明材の多くが高力黄銅材に比べて明らかに高い耐焼付き面圧を示していることがわかる。とりわけ、Ｃｏ，Ｎｉ等を含有しないＦｅ−Ａｌ−Ｃｕ、Ｆｅ−Ｃ−Ａｌ−Ｃｕにおいて、前記図８に示されるものに比べて優れた耐焼付き性を有している。この原因は、焼結体中に含浸させた潤滑油に起因することは明らかであり、少なくとも開気孔性が維持される５体積％以上の気孔率が望ましいことは明らかである。また、Ｎｏ．４７〜５７の結果からは、Ｆｅ−Ａｌ規則相をＣｕマトリックス中に分散させた摺動材料においてもその耐焼付き性は顕著に改善され、Ｆｅ系規則相がほぼ５質量％以上でその改善効果が認められるが、１０質量％以上（近似的には１０体積％以上）含有されるのが望ましいことがわかる。
【０１２７】
また、Ｎｏ．５３〜５５のＦｅ−Ｃ−Ａｌ規則相合金は、Ａｌ濃度が４質量％と低いが、焼結後のガス冷却で焼入れ硬化され、その硬さがＨｖ４５０以上になっていることによって、耐焼付き性が改善されていることがわかる。
【０１２８】
さらに、Ｎｏ．５７は、銅焼結マトリックス組成をβ相Ｃｕ−Ａｌ合金になるようにしたものであるが、極めて優れた摺動特性を示すことがわかる。
【０１２９】
また、図１７には気孔率を約２０体積％に調整した場合の摺動試験結果が示されているが、耐焼付き性がより改善されていることがわかる。現実的には２５体積％以上の気孔率を維持した場合には、軸受材料としての強度不足が問題になるものと考えられる。
【０１３０】
以上の実施例の結果から、Ｆｅ合金相自身に極めて優れた耐焼付き性および耐摩耗性等の摺動、耐摩耗特性が備わっていることが明らかになったが、Ｆｅ系焼結合金にようにＣｕを多量に添加して、Ｆｅ規則相をＣｕ相で繋ぐような組織や、Ｃｕ量をより多くしてＣｕ相中にＦｅ合金相が分散するような組織を持つ銅系焼結摺動材料を開発することが可能である。この場合、銅系焼結摺動材料中に分散させるＦｅ−Ａｌ系合金相の量は、１０体積％以上であると考えられるが、より好ましくは２０体積％以上で５０体積％以下であることは明らかである。
【０１３１】
（実施例６）
表７には本実施例で使用したＦｅ系規則相焼結合金組成が示されている。混合粉末の成形は、外径５３ｍｍ、内径４７ｍｍ、高さ３５ｍｍの円筒体を２ｔｏｎ／ｃｍ２の加圧力で成形した後に、外径６６ｍｍ、内径５３ｍｍ、高さ４０ｍｍの鋼管（Ｓ４５Ｃ）の内径部にセットして１１５０℃、１ｈｒ真空焼結した後、Ｎ２ガス冷却した。
【０１３２】
【表７】
【０１３３】
なお、表７中には、超音波検査装置にて評価した鋼管と焼結層との接合率（接合面積率）が合わせて示されている。この表から明らかなように、内径焼結接合にとってもＳｎの添加が極めて効果的であり、０．２質量％以上、好ましくは０．５質量％以上の添加が必要であることがわかる。また、燐鉄，Ｔｉ，Ｃｒ，Ｎｉの添加によって接合率が顕著に改善されているのがわかる。これは、これらの元素が焼結の際に発生する液相と外接する鋼管表面の濡れ性を改善するためであることは明らかである。また、黒鉛の単独添加による接合率の低下が大きく認められなかったのは、黒鉛とＳｎを多量に含有する液相が濡れにくいことから、焼結体内に発生する液相が鋼管との接合界面に排出され易くなるためと考えられるが、黒鉛と、Ｔｉ，Ｃｒ等の黒鉛との反応性に富んだ合金元素とを複合添加した場合には、低融点のＳｎに対する黒鉛の影響が先行して作用し、さらにＴｉ，Ｃｒの作用が重複することによって、接合性がより改善されることがわかった。
【０１３４】
また、Ｂ１２，１３，１４，１５には、固体潤滑用として水ガラスでＳＧＯ黒鉛を直径０．０５〜０．８５ｍｍに造粒した黒鉛粒子を添加した鉄系焼結合金の焼結接合を実施したが、Ａｌの添加が顕著な焼結接合性を高めている。この原因は、Ａｌ添加による焼結膨張性にあることは明らかである。
【０１３５】
さらに、接合する鋼管の内径面に予めスパイラル状の深さ約１ｍｍ、幅５ｍｍの油溝を機械加工で形成したものに対しても、前述されたのと略同じように内径面に接合焼結することができることがわかる。また、この溝加工部を適宜工夫し、この溝部に潤滑油を含有させることによって、より長時間の無給脂軸受に適していることがわかる。
【０１３６】
（実施例７）
本実施例では、２５０メッシュ以下のＣｕアトマイズ粉末、Ｓｎアトマイズ粉末、１００メッシュ以下のＦｅ１５Ａｌ、Ｆｅ１０Ａｌ１０Ｎｉ、Ｆｅ０．６Ｃ４Ａｌ０．７４Ｍｎ１．５１Ｃｒ０．３８Ｍｏアトマイズ粉末を用いて、前記実施例５の表６に示される混合粉末を調整し、４００番の研磨紙で表面を荒し、アセトンで良く洗浄した軟鋼板（ＳＳ４００、厚さ３．５ｍｍ、幅９０ｍｍ、長さ３００ｍｍ）への接合焼結実験を実施した。
【０１３７】
この実験においては、表６中の混合粉末を前記軟鋼板上に３ｍｍの高さで散布して、露点−３８℃のアンモニア分解ガス雰囲気炉で、８５０℃で２０分間加熱されるように接合焼結した後に、圧延機で焼結層が１．７ｍｍになるように圧延し、さらに圧延した散布材を再度前述と同じ条件で焼結した。なお、Ｎｏ．５３〜５５は、焼結温度を９５０℃として製造し、さらにＮｏ．５７は金属Ａｌ素粉末を使うと、散布方式では顕著な膨張が起こり製造できないので、３００メッシュ以下のＣｕ２０Ａｌ合金粉末を、Ａｌ濃度と同量に調整した混合粉末を使い、９００℃で焼結することによって製造した。この焼結後にその焼結層を内側にして直系４５ｍｍの円筒上に丸曲げ加工を施し、その時の鋼鈑からの焼結層の剥離状況を観察した。この結果、曲げ加工時における割れ、剥離の発生はなかった。
【０１３８】
（実施例８）
本実施例では、１００メッシュ以下のＦｅアトマイズ粉末、２５０メッシュ以下のＣｕアトマイズ粉末、Ｓｎアトマイズ粉末、１００メッシュ以下のＦｅ１５Ａｌ、Ｆｅ１０Ａｌ１０Ｎｉアトマイズ粉末を用いて表８に示される混合粉末を調整し、実施例７と同じ鋼鈑への接合焼結実験を実施した。なお、焼結温度は９００℃として丸曲げ加工後の焼結層の剥離状況を観察した。この観察において薄利の発生はなかった。
【０１３９】
【表８】
【０１４０】
次に、図１８に示される定速摩擦摩耗試験機と試験条件、図１９に示される摺動試験片を用いて、摺動特性を調査した。なお、比較材としては、鋼鈑に接合焼結されたＣｕ−１０質量％Ｓｎ−１０質量％Ｐｂの鉛青銅焼結材料（ＬＢＣ）を用いた。図２０には、異常摩耗および異常な摩擦係数の増大が発生する時点でのＰＶ値（限界ＰＶ値）を調査した結果が示されている。この結果から、５質量％以上のＦｅ１５Ａｌ規則相合金粉末の添加によって摺動特性が改善されるが、１０質量％以上の添加がより好ましいことは明らかである。
【０１４１】
（実施例９）
本実施例では、溶浸方法による焼結材料の製造と鋼管内径部への接合に関して試験を行った。本実施例では、表９に示される鉄系焼結材料の混合粉末を先の実施例６と同じ条件でプレス成形体とし、これにＣｕ、Ｃｕ２０Ｓｎ、Ｃｕ２０Ｓｎ２２Ａｌ２Ｔｉの組成になるように調整した混合粉末成形体を準備し、１１５０℃の真空雰囲気中で焼結と同時に溶浸した。
【０１４２】
【表９】
【０１４３】
溶浸後の鉄系焼結材料の寸法変化率と気孔率が表９に示されているが、いずれの場合も顕著な膨張を示し、気孔率は焼結体強度の観点からは十分密度の高いものが得られることがわかる。特に、先の実施例５と同様の方法で固体潤滑用の造粒黒鉛を添加した材料にとっては好ましい摺動材料になることは明らかである。
【０１４４】
また、実施例６と同じ裏金に鉄系焼結材料のプレス成形体を配置して、溶浸処理を行った場合においては、容易に想像されるように、その裏金内径部に接合されることがわかった。
【０１４５】
（実施例１０）
実施例６で製造したＢ１２〜１５および実施例９で製造したＤ４，９，１１，１２を用いて、実施例３と同じ方法で含油処理した後に、摺動試験を実施した。本実施例に供する試験片はすべて、焼結または溶浸後に急冷して焼入れ硬化するように調整し、Ｈｖ４５０以上の硬さに調整したものである。
【０１４６】
さらに、予備テストの結果、Ｂ１２〜１５の試験片の端面部が面圧５００ｋｇｆ／ｃｍ２以上において欠ける場合のあることがわかったので、本実施例に供する試験片は、内周面の油溝加工を止めるとともに、両端面内周面に端面から３ｍｍ位置から３０°の面取りを施したものとした。
【０１４７】
図２１に摺動試験の結果が示されている。Ａｌ添加量の少ないＢ１２，Ｂ１３，Ｄ１２は比較的低面圧で焼付くが、先の図１６の結果と比較すると明らかに黒鉛潤滑剤を分散させたことによる耐焼付き性の改善が認められる。さらに、４質量％以上のＡｌを添加したＢ１４，Ｂ１５，Ｄ４，Ｄ９，Ｄ１１の耐焼付き性改善が顕著であることも明らかである。
【図面の簡単な説明】
【０１４８】
【図１】Ｆｅ−Ａｌ−Ｃｏ三元合金を１２００℃に加熱後急冷したもののビッカース硬さ分布を示す図（ａ）およびこの急冷後に６００℃で１０時間時効処理したもののビッカース硬さ分布を示す図（ｂ）
【図２】図１（ｂ）における０，１０，１５，２０，３０，４０原子％Ｃｏ断面におけるＡｌ濃度（原子％）と硬さとの関係を示すグラフ
【図３】Ｆｅ−Ａｌ系合金相の規則不規則変態領域を示すグラフ
【図４】摩耗試験の試験装置の概念図と試験条件を示す図
【図５】Ｆｅ系規則相材料の硬さと摩耗比との関係を示すグラフ
【図６】摺動試験に供した試験片形状を示す断面図
【図７】摺動試験装置の概念図（ａ）と試験条件（ｂ）を示す図
【図８】Ｆｅ系規則相材の摺動摩擦係数の推移を示すグラフ
【図９】Ｆｅ系規則相材の摺動摩耗量の推移を示すグラフ
【図１０】引張試験片の形状を示す図
【図１１】ＦｅＡｌＣｕ系焼結特性（１１４０℃）を示すグラフ
【図１２】ＦｅＡｌＣｕ系焼結特性（１２００℃）を示すグラフ
【図１３】ＦｅＡｌＣｕ系焼結特性（１２５０℃）を示すグラフ
【図１４】各種Ｆｅ系規則相焼結合金の焼結組織（金属組織）を示す写真
【図１５】Ｆｅ−Ａｌ系規則相焼結合金の焼結収縮性に対するＳｉ，Ｃｏ，Ｎｉの影響を示すグラフ
【図１６】Ｆ系規則相焼結合金の耐焼付き性（気孔率約１０体積％）を示すグラフ
【図１７】Ｆ系規則相焼結合金の耐焼付き性（気孔率約２０体積％）を示すグラフ
【図１８】定速摩擦摩耗試験機と試験条件を示す図
【図１９】定速摩擦摩耗試験用の摺動試験片形状を示す図
【図２０】Ｆｅ系焼結材料の摺動特性を示すグラフ
【図２１】黒鉛分散摺動材料の耐焼付き性を示すグラフ
【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｃｕ合金相を母相として、２．０〜３５重量％のＡｌと、２５重量％以下のＣｕと、０．０５〜１．５重量％のＣと、５〜４０重量％のＣｏと、５〜４０重量％のＮｉと、０．０５〜５．０重量％のＳｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｔｉ、Ｐ、Ｃｏ、Ｓｎの一種以上を含有するＦｅ合金相が、５〜５０重量％分散されてなる焼結組織からなることを特徴とする銅系焼結摺動材料。
【請求項２】
前記Ｃｕ合金相において、Ａｌ、Ｓｎ、Ｔｉの一種以上を含有し、Ｃｕ−Ａｌ状態図中に記載されるβ相および／またはその変態相を含んでいる請求項１に記載の銅系焼結摺動材料。
【請求項３】
前記銅系焼結摺動材料中に分散するＦｅ合金相が、マルテンサイト、ベイナイト、粒状セメンタイトの一種以上の組織からなっている請求項１または２に記載の銅系焼結摺動材料。
【請求項４】
気孔率が３〜３０体積％に調整され、各気孔に潤滑油が含浸されている請求項１〜３のいずれかに記載の銅系焼結摺動材料。
【請求項５】
黒鉛、ＭｏＳ２、ＷＳ２、ＭｎＳ、ＣａＦ２等の固体潤滑剤および／またはＭｏ、Ｗ等の金属粒子、酸化物、炭化物、窒化物等のセラミックス、超硬、サーメット、高速度鋼粉末等の炭化物、窒化物を含有する硬質分散材、さらにはＦｅＣｏ、ＮｉＡｌ、ＴｉＡｌ、ＮｉＳｉ、ＮｉＴｉ等の金属間化合物の一種以上が含有されている請求項１〜４のいずれかに記載の銅系焼結摺動材料。
【請求項６】
少なくとも２〜９重量％の造粒された黒鉛が分散され、さらに０．１〜５重量％のＭｏＳ２、ＷＳ２、ＭｎＳが分散されている請求項５に記載の銅系焼結摺動材料。
【請求項７】
請求項１〜６のいずれかに記載の銅系焼結摺動材料を円筒状、略円筒状もしくは板状に成形・加工し、鉄系材料よりなる裏金に一体化してなることを特徴とする焼結摺動部材。
【請求項８】
前記裏金となる鉄系材料の焼入れ性がＤＩ値＝２．０以下で、ガス急冷もしくは油焼入れによってもフェライト、パーライト、ベイナイトのいずれかの組織を示し、この裏金に焼結接合する銅系焼結摺動材料中のＦｅ合金相の一部以上をマルテンサイト化することによって、この銅系焼結摺動材料に圧縮残留応力が働くようにする請求項７に記載の焼結摺動部材。
【請求項９】
前記裏金となる鉄系材料の気孔率が３〜２０体積％に調整され、各気孔に潤滑油が含浸されている請求項７または８に記載の焼結摺動部材。
【請求項１０】
円筒状もしくは略円筒状に成形されて複層焼結ブッシュとされた複層焼結摺動部材であって、両端面部の外周面の面取りが内周面の面取りよりも小さくされている請求項７〜９のいずれかに記載の焼結摺動部材。
【請求項１１】
円筒状もしくは略円筒状に成形された複層焼結摺動部材であって、スラスト荷重を受けて摺動するように前記裏金に鍔部が設けられ、この鍔部摺動面に焼入れ硬化処理が施されているか、もしくは耐摩耗材料および／または摺動材料が配されている請求項７〜１０のいずれかに記載の焼結摺動部材。
【請求項１２】
前記耐摩耗材料もしくは摺動材料が、超硬、ステライト、鉄系耐摩耗材料、セラミックス、Ｃｕ系耐摩耗材料のうちの一種であり、これらが溶射、ロウ付け、焼結接合、溶浸接合、接着のうちのいずれかの手段で一体化される請求項１１に記載の焼結摺動部材。
【請求項１３】
前記銅系焼結摺動材料が前記鍔部摺動面において一体化されている請求項１１に記載の焼結摺動部材。
【請求項１】
Ｃｕ合金相を母相として、２．０〜３５重量％のＡｌと、２５重量％以下のＣｕと、０．０５〜１．５重量％のＣと、５〜４０重量％のＣｏと、５〜４０重量％のＮｉと、０．０５〜５．０重量％のＳｉ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｖ、Ｔｉ、Ｐ、Ｃｏ、Ｓｎの一種以上を含有するＦｅ合金相が、５〜５０重量％分散されてなる焼結組織からなることを特徴とする銅系焼結摺動材料。
【請求項２】
前記Ｃｕ合金相において、Ａｌ、Ｓｎ、Ｔｉの一種以上を含有し、Ｃｕ−Ａｌ状態図中に記載されるβ相および／またはその変態相を含んでいる請求項１に記載の銅系焼結摺動材料。
【請求項３】
前記銅系焼結摺動材料中に分散するＦｅ合金相が、マルテンサイト、ベイナイト、粒状セメンタイトの一種以上の組織からなっている請求項１または２に記載の銅系焼結摺動材料。
【請求項４】
気孔率が３〜３０体積％に調整され、各気孔に潤滑油が含浸されている請求項１〜３のいずれかに記載の銅系焼結摺動材料。
【請求項５】
黒鉛、ＭｏＳ２、ＷＳ２、ＭｎＳ、ＣａＦ２等の固体潤滑剤および／またはＭｏ、Ｗ等の金属粒子、酸化物、炭化物、窒化物等のセラミックス、超硬、サーメット、高速度鋼粉末等の炭化物、窒化物を含有する硬質分散材、さらにはＦｅＣｏ、ＮｉＡｌ、ＴｉＡｌ、ＮｉＳｉ、ＮｉＴｉ等の金属間化合物の一種以上が含有されている請求項１〜４のいずれかに記載の銅系焼結摺動材料。
【請求項６】
少なくとも２〜９重量％の造粒された黒鉛が分散され、さらに０．１〜５重量％のＭｏＳ２、ＷＳ２、ＭｎＳが分散されている請求項５に記載の銅系焼結摺動材料。
【請求項７】
請求項１〜６のいずれかに記載の銅系焼結摺動材料を円筒状、略円筒状もしくは板状に成形・加工し、鉄系材料よりなる裏金に一体化してなることを特徴とする焼結摺動部材。
【請求項８】
前記裏金となる鉄系材料の焼入れ性がＤＩ値＝２．０以下で、ガス急冷もしくは油焼入れによってもフェライト、パーライト、ベイナイトのいずれかの組織を示し、この裏金に焼結接合する銅系焼結摺動材料中のＦｅ合金相の一部以上をマルテンサイト化することによって、この銅系焼結摺動材料に圧縮残留応力が働くようにする請求項７に記載の焼結摺動部材。
【請求項９】
前記裏金となる鉄系材料の気孔率が３〜２０体積％に調整され、各気孔に潤滑油が含浸されている請求項７または８に記載の焼結摺動部材。
【請求項１０】
円筒状もしくは略円筒状に成形されて複層焼結ブッシュとされた複層焼結摺動部材であって、両端面部の外周面の面取りが内周面の面取りよりも小さくされている請求項７〜９のいずれかに記載の焼結摺動部材。
【請求項１１】
円筒状もしくは略円筒状に成形された複層焼結摺動部材であって、スラスト荷重を受けて摺動するように前記裏金に鍔部が設けられ、この鍔部摺動面に焼入れ硬化処理が施されているか、もしくは耐摩耗材料および／または摺動材料が配されている請求項７〜１０のいずれかに記載の焼結摺動部材。
【請求項１２】
前記耐摩耗材料もしくは摺動材料が、超硬、ステライト、鉄系耐摩耗材料、セラミックス、Ｃｕ系耐摩耗材料のうちの一種であり、これらが溶射、ロウ付け、焼結接合、溶浸接合、接着のうちのいずれかの手段で一体化される請求項１１に記載の焼結摺動部材。
【請求項１３】
前記銅系焼結摺動材料が前記鍔部摺動面において一体化されている請求項１１に記載の焼結摺動部材。
【図１】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１５】
【図１６】
【図１７】
【図１８】
【図１９】
【図２０】
【図２１】
【図１４】
【図２】
【図３】
【図４】
【図５】
【図６】
【図７】
【図８】
【図９】
【図１０】
【図１１】
【図１２】
【図１３】
【図１５】
【図１６】
【図１７】
【図１８】
【図１９】
【図２０】
【図２１】
【図１４】
【公開番号】特開２００８−６３６６３（Ｐ２００８−６３６６３Ａ）
【公開日】平成２０年３月２１日（２００８．３．２１）
【国際特許分類】
【出願番号】特願２００７−２３９５８６（Ｐ２００７−２３９５８６）
【出願日】平成１９年９月１４日（２００７．９．１４）
【分割の表示】特願２００２−１５２２２２（Ｐ２００２−１５２２２２）の分割
【原出願日】平成１４年５月２７日（２００２．５．２７）
【出願人】（０００００１２３６）株式会社小松製作所 (1,686)
【Ｆターム（参考）】
【公開日】平成２０年３月２１日（２００８．３．２１）
【国際特許分類】
【出願日】平成１９年９月１４日（２００７．９．１４）
【分割の表示】特願２００２−１５２２２２（Ｐ２００２−１５２２２２）の分割
【原出願日】平成１４年５月２７日（２００２．５．２７）
【出願人】（０００００１２３６）株式会社小松製作所 (1,686)
【Ｆターム（参考）】
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