CN101704106B - 烧结滑动部件 - Google Patents

Abstract

本发明提供一种耐磨损性、耐咬合性、耐热裂纹性优异的烧结滑动部件以及包含有里衬金属(21a)和烧结固定在此里衬金属(21a)上的铁系烧结滑动体(20)的作业机连结装置，其中，上述烧结滑动体(20)由固溶碳的浓度调整为0.15～0.5重量％的马氏体相构成，并且含有5～50体积％的碳化物。

Description

烧结滑动部件

本申请是200480011346.6(国际申请号：PCT/JP2004/010920)的分案申请，原申请的申请日为2004年7月30日，原申请的发明名称为烧结滑动部件及作业机连结装置。

技术领域

本发明涉及一种建设机械用作业机连结装置中所使用的推力轴承等的多层烧结滑动部件，更详细地说，涉及一种在滑动面配备了耐磨损性、耐烧结性以及耐热裂纹性优异的铁系烧结滑动材料、与里衬金属形成一体的烧结滑动部件、烧结推力轴承、浮动密封板(floating seal)以及其烧结推力轴承所适用的作业机连结装置。

背景技术

历来，在作业机连结装置中，作为承受大的推力载荷进行滑动的推力轴承，考虑其在更高的承载、低速的润滑剂润滑下的耐烧结性和耐磨损性，所使用的是经渗碳和高频淬火的钢制的推力轴承。还有，今年来，出于易维护的需要，为了延缓上述推力轴承的供脂间隔，例如，作为建设机械的作业机连接部所使用的推力轴承，一部分使用的是，实施有WC和自溶性合金构成的耐烧结性和耐磨损性优异的超硬热喷镀镀层的钢材制成的推力轴承。

另一方面，建设机械的下滚轮无座圈滚柱轴承(roller assembly)内的浮动密封板，为了防止内部的润滑油的泄漏并且为了防止沙尘侵入内部，多使用耐腐蚀性优异的，并且通过硬质的Cr₇C₃型碳化物在30体积％以上大量结晶析出，从而使其烧结性和耐磨损性得到改善的高硬度的高碳高Cr铸铁进行铸造。

在上述作业机连结装置的推力轴承部中，由于沙尘侵入所致的咬入、或例如在油压铲的铲斗部所用的连结装置中，受到极大的偏载荷进行作用，所以容易发生显著的烧结和磨损，有必要在作业前进行频繁的供脂作业。

还有，在适用于上述实施有超硬热喷镀镀层的推力轴承的情况也具有如下问题，其热喷镀镀层的耐烧结性不够充分，并且，由于硬质镀层很薄容易破损，其破损碎片更会咬入造成损伤。

还有，作为提高上述推力轴承的耐烧结性和耐磨损性的材料，使用的是S45C，在其滑动面进行高频淬火的推力轴承经常得到利用。但是，尽管此推力轴承的耐热裂纹性良好，但由于其耐烧结性不足，容易发生粘着，此外耐磨损性不充分，还有还有在适用于冷工具钢和高速钢(SKD、SKH材料)等的各工具钢时，其耐热裂纹性不充分，易发生以此为起因的烧结，并且钢材的价格极高，再考虑到制品形状最后成形的成品率，还有材料费和机械加工费价高的问题。

对上述的减速装置和滚轮装置中的润滑油进行密封的浮动密封板，在其机构中，由于沙尘中的脱谷运动细小的砂土粒子侵入到密封板面中，导致磨损进行，并且由于密封的润滑油对其密封板面进行润滑，所以润滑条件极其恶劣。在高硬度的高碳高Cr铸铁制的浮动密封板中，其组装时的装配压(压力)变高，则在其滑动面中，会发生显著的热裂纹(heat crack)、烧结、异常磨损，引起漏油问题，此外，在浮动密封板的周边部分，沙尘集结，会有使浮动密封板折损的问题。

此外，在近年来的推土机等的建设机械中，希望有更高的行驶速度以提高工作效率，为了防止浮动密封板的高速旋转而发生的上述热裂纹、烧结或异常磨损，对使高硬度碳化物按高体积％进行分散的高碳高合金铸铁制的密封板进行了讨论，希望开发出一种由于进一步降低弯曲强度，不会发生折损的浮动密封板。

此外还有，由于希望通过延长下滚轮无座圈滚柱轴承等使用寿命而削减成本的要求，现状的浮动密封板用的铸钢材料，具有缺少充分的耐磨损性的问题。

发明内容

本发明鉴于这些问题，其目的在于提供一种耐磨损性、耐烧结性以及耐热裂纹性优异的烧结滑动部件、作业机连结装置以及浮动密封板。

为了达成上述目的，本发明的烧结滑动部件是一种烧结滑动部件，具备里衬金属和在此里衬金属上被固定的铁系烧结滑动体，其特征在于，所述铁系烧结滑动体，具有固溶碳的浓度被调整为0.15～0.5重量％的马氏体相，并含有相对于所述铁系烧结滑动体整体占5～50体积％的碳化物。

还有，上述铁系烧结滑动体，可以在其滑动面含有闭塞气孔以及凹部的至少一种在1～10面积％。所述铁系烧结滑动体含有选自由大于或者等于9重量％以上的Cr、大于或者等于3.5重量％以上的Mo、总量为大于或者等于4.5重量％以上的Mo和W、以及大于或者等于3重量％以上的V构成的组中的一种以上，并且选自由Cr₇C₃型碳化物、M₆C型碳化物、以及MC型碳化物构成的组中的一种以上的碳化物分散在所述马氏体相中。

本发明的一种烧结滑动部件，具备里衬金属和在此里衬金属上被固定的铁系烧结滑动体，其特征在于，所述铁系烧结滑动体由具备含有C：0.9～3.8重量％、和Cr：9～35重量％、和V：0～3重量％，且其碳含有量满足0.143×Cr重量％-1.41+14×MC型碳化物体积分率≤C重量％≤0.156×Cr重量％-0.58+14×MC型碳化物体积分率的关系，并且，所述所述铁系烧结滑动体具有将使0.2～0.45重量％的C、和6.5～12重量％的Cr进行固溶的马氏体相，、以及在此马氏体相中，将Cr₇C₃型碳化物相对于所述铁系烧结滑动体整体以5～40体积％进行分散，将MC型碳化物相对于所述铁系烧结滑动体整体以5体积％以下进行分散，碳化物总量为相对于所述铁系烧结滑动体整体占5～40体积％的组织构成，并且含有从由Si、Mn、Ni、P、S、B、N、Mo、W、Ti、Co、Cu以及Al构成的合金元素群中选择的一种以上。

本发明的一种烧结滑动部件，具备里衬金属和在此里衬金属上被固定的铁系烧结滑动体，其特征在于，所述铁系烧结滑动体含有C：1.8～4.5重量％、Cr：12～30重量％、V：3.5～10重量％、Mo：2～6.4重量％，或者含有C：1.8～4.5重量％、Cr：12～30重量％、V：3.5～10重量％、或Mo和W以总量计为2～6.4重量％，所述马氏体相固溶了0.2～0.45重量％的C、6.5～12重量％的Cr，还固溶有选自由1～3.5重量％的Mo、以总量计1～3.5重量％的Mo和W、以及0.4～0.6重量％的V构成的组中的一种以上，在所述马氏体相中，将相对于所述铁系烧结滑动体整体占10～35体积％的Cr₇C₃型碳化物进行分散，将相对于所述铁系烧结滑动体整体占5～15体积％的MC型碳化物进行分散，碳化物总量为相对于所述铁系烧结滑动体整体占15～40体积％，含有选自由Si、Mn、Ni、P、S、B、N、Mo、W、Co、Cu以及Al构成的合金元素组中的一种以上。

本发明的一种烧结滑动部件，具备里衬金属和在此里衬金属上被固定的铁系烧结滑动体，其特征在于，所述铁系烧结滑动体，由在含有C：0.6～1.9重量％、和Cr：1～7重量％、和V：0～3重量％、和Mo：大于或者等于3.5重量％以上，还或者含有Mo+0.5×W为：4.5～30重量％，且固溶碳浓度为0.2～0.45重量％的马氏体相中分散相对于所述铁系烧结滑动体整体占大于或者等于5体积％以上的M₆C型碳化物和5～40体积％的MC型碳化物的组织构成，并且含有选自由Si、Mn、Ni、P、S、B、N、Ti、Co、Cu以及Al构成的合金元素组中的一种以上。

本发明的一种烧结滑动部件，具备里衬金属和在此里衬金属上被固定的铁系烧结滑动体，其特征在于，所述铁系烧结滑动体，由在含有C：1.3～3重量％、和Cr：1～5重量％、和V：3～12重量％、和Mo：大于或者等于10重量％以上、和Mo+W为：10～23重量％，且固溶碳浓度为0.2～0.45重量％的马氏体相中分散相对于所述铁系烧结滑动体整体占15～35体积％的M₆C型碳化物和5～15体积％的MC型碳化物的组织构成，并且含有选自由Si、Mn、Ni、P、S、B、N、Ti、Co、Cu以及Al构成的合金元素组中的一种以上。

本发明的一种烧结滑动部件，具备里衬金属和在此里衬金属上被固定的铁系烧结滑动体，其特征在于，所述铁系烧结滑动体，由在含有C：0.8～3.4重量％、和Cr：9～28重量％、和V：0～5重量％、和Mo：大于或者等于5重量％以上、和Mo+W为：5～18重量％，且固溶碳浓度为0.2～0.45重量％的马氏体相中分散相对于所述铁系烧结滑动体整体占5～25体积％的Cr₇C₃型碳化物和5～25体积％的M₆C型碳化物和0～5体积％的MC型碳化物，且碳化物总含有量为相对于所述铁系烧结滑动体整体占10～40体积％，并且还含有选自由Si、Mn、Ni、P、S、B、N、Ti、Co、Cu以及Al构成的合金元素组中的一种以上。

本发明的一种烧结滑动部件，具备里衬金属和在此里衬金属上被固定的铁系烧结滑动体，其特征在于，所述铁系烧结滑动体，在含有C：1.5～3.2重量％、和Cr：7～25重量％、和Mo：大于或者等于3.5重量％以上、和Mo+W为：5～15重量％，且将V和Ti中的至少一方以总量计含有3～8重量％，且固溶碳浓度为0.2～0.45重量％的马氏体相中，含有相对于所述铁系烧结滑动体整体占5～20体积％的Cr₇C₃型碳化物和5～20体积％的M₆C型碳化物和5～15体积％的MC型碳化物，碳化物总含有量为15～50体积％，含有选自由Si、Mn、Ni、P、S、B、N、V、Ti、Co、Cu以及Al构成的合金元素组中的一种以上。

本发明的烧结滑动部件，为推力轴承，上述铁系烧结滑动体，其特征在于，Cr₇C₃型碳化物、M₆C型碳化物以及MC型碳化物以总量为相对于所述铁系烧结滑动体整体以5～25体积％进行分散，上述里衬金属的硬度为Hv170以上，在其滑动面可以含有闭塞气孔以及凹部至少一种为1～10面积％。

本发明的烧结滑动部件为浮动密封板，所述铁系烧结滑动体，将Cr₇C₃型碳化物、M₆C型碳化物以及MC型碳化物以总量计相对于所述铁系烧结滑动体整体分散有20～40体积％，所述里衬金属的硬度为Hv170以上，另外，可以在其滑动面可以含有闭塞气孔以及凹部至少一种为1～10面积％。

本发明的作业机连结装置的其特征在于，具备：轴承，是由具备里衬金属和固定于此里衬金属上的铁系烧结滑动体的烧结滑动部件构成的轴承，其中，所述铁系烧结滑动体具有固溶碳浓度被调整为0.15～0.5重量％的马氏体相；以及，作为与所述轴承组合的配合滑动部件的另一轴承。

根据本发明，提供一种耐磨损性、耐烧结性以及耐热裂纹性优异的烧结滑动部件以及作业机连结装置。

附图说明

图1(a)～(c)是Fe-Si-C-X4元状态图。

图2是表示本发明的第1实施方式的油压铲全体的立体图(a)以及对铲斗部进行说明的构造分解图(b)。

图3是本发明的第1实施方式的铲斗连结装置的概要结构说明图。

图4(a)～(c)是推力轴承的构造的说明图。

图5(a)是图4(c)所示铁系里衬金属上设置有排气孔和沟槽的推力轴承例的断面图，(b)是(a)所示A部分的扩大后的断面图，(c)是(a)的平面图。

图6(a)是图4中所示在铁系烧结滑动体中开设有排气孔和沟槽的例的平面图，(b)是沿(a)的B-B断面图。

图7是本发明的第2实施方式的铲斗连结装置的概要结构说明图。

图8(a)是显示推力轴承的断面图，(b)是显示(a)中所示的推力轴承的滑动面的各种油沟、凹部的形式例的平面图。

图9是本发明的第3实施方式的铲斗连结装置的概要结构说明图。

图10是本发明的第3实施方式的变形例的铲斗连结装置的概要结构说明图。

图11是滚轮组件的重要部分构造说明图。

图12是表示多层浮动密封板的构造的断面图。

图13是表示和Cr₇C₃型碳化物中的合金元素浓度保持平衡的母相中的各合金元素浓度关系的图表。

图14是表示和M₆C型碳化物中的合金元素浓度保持平衡的母相中的各合金元素浓度关系的图表。

图15是Fe-C-Cr的三元状态图。

图16是Fe-C-Mo系状态图。

图17是Fe-C-W状态图。

图18是表示带有轴环的推力轴承的试验片形状的断面图。

图19(a)、(b)是摇动实验机的说明图。

图20(a)显示No.25的烧结组织的照片，(b)是显示No.28的烧结组织的照片。

图21是表示No.32的烧结组织的照片以及X射线微量分析结果的图。

图22(a)、(b)是表示烧结接合试验片的形状的图。

图23是表示滑动实验机(floating seal tester)的概要的图。

图24是表示浮动密封板的耐磨损性的试验结果的图。

图25是表示铁系烧结滑动材料的抗折强度和韧性的试验结果的图。

符号说明

1油压铲

2作业机

3上部回旋体

4起重臂

5臂

6铲斗

6a支架

7起重臂连结装置

8臂连结装置

9、9A铲斗连结装置

10作业机连接销

11、22作业机轴瓦

12a、12b、25、26推力轴承

13螺栓

14密封装置

15润滑剂供给口

16润滑剂供给通路

20铁系烧结滑动体

21a、21b铁系里衬金属

21c轴环部

23、23A通气孔

24、24A沟槽

27滑动面

28aR沟

28b菱形沟

29孔

30喷镀镀层

36滚轮组件

49滚轮挡板

50滚轮轴

51滚轮轴瓦

52滚轮辊

53浮动密封板装置

54密封环

55O型环

具体实施方式

(第1实施方式)

图2(a)，是表示本发明的第1实施方式的油压铲全体的立体图，图2(b)，是铲斗连接部分解说明立体图。图3，是本发明的第1实施方式的铲斗连结装置的概略构造剖视图。图4(a)～(c)为推力轴承的构造说明图。

如图2(a)所示，本实施方式的油压铲1的作业机2配备了上部回旋体3，上部回旋体3通过起重臂连结装置7与起重臂4相连接。起重臂4通过臂连结装置8与臂5相连接，臂5通过铲斗连结装置9与铲斗6相连接。这些连结装置7、8、9基本上为相同的构造，例如铲斗连结装置9，如图2(b)所示，主要配备了作业机连接销10以及作业机轴瓦11而构成。以下对臂5和铲斗6的连接部所配置的铲斗连结装置9A的详细构造参照图3进行说明。

如图3所示，上述铲斗连结装置9A，其构成如下，铲斗(一侧的机械构成要素)6，和此铲斗6所形成的支架6a、此6a所支持的作业机连接销(支持轴)10及其作业机连接销10所外嵌的作业机轴瓦(轴承轴瓦)11、通过11所配置的臂(另一侧的机械构成要素)5，以相互可以旋转的方式进行连接，并且配备了承受在铲斗6和臂5之间进行作用的推力载荷的推力轴承12、12。在此铲斗连结装置9A中，作业机轴瓦11被压入臂5的前端部，作业机连接销10通过固定销用的螺栓13被固定在支架6a上。还有，符号14所表示的，是密封装置。还有，符号15以及16分别所表示的是，润滑剂供给口以及润滑剂供给通路。

上述推力轴承12，如图4(a)、(b)、(c)所示，在滑动面中(图的上面)，具有一边承受推力荷载，一边旋转摇动的机能，由耐磨损性、耐烧结性、耐热裂纹性优异的硬质的铁系烧结滑动体20，在里衬金属21a、21b上烧结接合而构成。其结果，作业机连结装置(连结装置7、8、9)，由配备有里衬金属、和固定于此里衬金属上的铁系烧结滑动体的轴承、和与上述轴承进行组合的配合滑动部件的轴承所构成。还有，上述里衬金属优选为铁系材料。

上述铁系烧结滑动体20为，在对改善耐磨损性和耐烧结性有效的固溶碳的浓度调整为0.15～0.5重量％的马氏体相中，碳化物以5～50体积％进行分散的铁系烧结材料。还有，很容易能够得到上述的固溶碳浓度范围，并且为了得到更硬质的，耐烧结性优异的碳化物，在上述铁系烧结滑动体20中，含有Cr：9重量％以上、Mo：3.5重量％以上、Mo和W的总量：4.5重量％以上以及V：3重量％以上中的一种以上，并且使Cr₇C₃型碳化物、M₆C型碳化物以及MC型碳化物中的一种以上，在上述马氏体相中进行分散为佳。这里，这些碳化物的总量希望为5～50体积％(体积分率：0.05～0.5)为佳。

图4(a)是，在中空圆盘状的里衬金属21a中，中空圆盘状的铁系烧结滑动体进行烧结接合的例子。作为铲斗连结装置的推力轴承的支持方法，如图4(b)所示，在圆筒状里衬金属21b的一个端面上，设置了承受推力载荷的滑动轴环部21c，在此轴环部21c的滑动面上，铁系烧结滑动体20，可以在0.5mm以上的厚度进行烧结接合。即，作为推力轴承，具有平板状、环形平板状的形状为佳，但是由于推力轴承的支持构造使用其他方法进行制作，所以作为在圆筒状部件的一个端面上具有承受推力载荷滑动的轴环部的里衬金属的形状，也可以使用在其滑动面上与上述铁系烧结滑动体进行烧结接合形成一体的部件作为推力轴承。

还有，如图4(c)所示，可以使用在圆筒状的里衬金属21b的内周面上作业机轴瓦22被接合形成一体的推力轴承。也可以在里衬金属的圆筒状内周面或外周面上，由圆筒状的Cu合金系多孔质烧结滑动材料或Fe系合金系多孔质烧结滑动材料构成的轴承经烧结接合进行固定的部件作为推力轴承。即，作业机轴瓦22，由Fe合金系或Cu合金系多孔质烧结体构成，在其气孔(通气孔)中，填充了润滑油物质，换而言之由润滑油和蜡类构成的、滴点低于60℃的润滑组成物。如此，在臂的前端部，推力轴承压入时的压入力升高，还有承受推力载荷的轴环部21c的结构，所以可以防止轴瓦的脱出。

还有，替代上述Fe合金系或者Cu合金系多孔质烧结体构成的作业机轴瓦22，可以使用下面的作业机轴瓦。作业机轴瓦，利用的是，与耐磨损性、耐烧结性、耐热裂纹性优异的硬质的铁系烧结滑动体20同等的铁系烧结滑动材料，在其滑动面设置有储油箱或油槽。此作业机轴瓦，即使在高承载、低滑动速度的摩擦抵抗大的使用环境中也可以得到充分的耐磨损性。

还有，在里衬金属中实施超硬热喷镀的推力轴承中，其里衬金属硬度大约为Hv400以下时，因为沙尘的咬入使得镀层容易损坏，所以有必要形成更厚的镀层，这对经济性极其的不利。还有，里衬金属更硬质的时候，其喷镀层很薄，可以在0.5mm以下，但因为与里衬金属的接合强度变得更弱，所以会有易发生由于沙尘的咬入或大的偏载荷所致的剥离、破损的问题。因此，在本实施方式中，铁系烧结滑动体的厚度为0.5mm以上，但是与硬度为Hv170的软质里衬金属(屈服强度为30kgf/mm²)进行烧结接合的铁系烧结滑动体，为了不发生沙尘所致的破损、剥离，其厚度在1mm以上为佳。还有，铁系烧结滑动体的弯曲强度至少在30kgf/mm²以上为佳。还有，在磨损性更激烈的条件的使用环境中，超过4mm进行使用，是因为预想偏载荷及挠曲所致的破损容易发生，这在经济上也是不利的。还有，一般经烧结接合的接合面的接合强度，与喷镀层的接合强度(5～10kgf/mm²)相比极其坚固，通常能够确保与烧结材料的剪切强度基本相同的程度的强度。

此外还有，本实施状态的带有轴环形状的推力轴承，因为其圆筒部压入作业机的主体中而被固定，所以为了防止其轻易的压入和压入后的脱出，里衬金属的硬度为Hv170以上为佳，优选为调整为220以上，还有，考虑到之后的机械加工性，为Hv400以下为佳。

还有，在上述带有轴环形状的推力轴承压入主体中时，轴环部和主体的间隙很难调整到0.2mm以下，还有，考虑到偏载荷作用时的主体的挠度，希望在0.4mm的程度的挠度的状态下，上述铁系烧结滑动体不会发生破损。

图5(a)为图4(c)所示在铁系里衬金属上设置有排气孔以及沟槽的推力轴承的一例的剖面图，图5(b)为图5(a)所示A部扩大后的剖面图，图5(c)为图5(a)的平面图。

在本例中，如图5(b)所示，在铁系里衬金属21b和铁系烧结滑动体20的接合面上，形成了排气孔23以及沟槽24。铁系烧结滑动体20，使用如下材料为佳，在固溶碳的浓度调整为0.2～0.45重量％的马氏体相中，含有5～25体积％的碳化物的材料。还有，铁系烧结滑动体在铁系里衬金属上烧结接合时，通常，有大量的气体发生，在和铁系里衬金属的接合面由于气体停留容易发生接合缺陷，但本实施例，由于排气孔23能够排出气体，还有由于沟槽24在烧结接合时可以使铁系烧结滑动体中液相产生。因此，铁系烧结滑动体20可以进行高密度的烧结，并且可以进行与铁系里衬金属的高强度的接合。还有，本实施例中，形成了排气孔23和沟槽24两种，但也可以形成其中至少一种。

本例中，在铁系里衬金属和铁系烧结滑动体的接合面一侧的铁系里衬金属上，形成有排气孔以及沟槽，但在铁系烧结滑动体的滑动面上形成了1～10面积％的闭塞气孔或凹部的其成形体中，由于其在烧结接合时发生气体的漏气(排气)性优异，所以可以避免形成里衬金属接合面的排气孔和沟槽。

还有，上述闭塞气孔或凹部，在上述效果之外，作为铁系烧结滑动体的滑动面上的储油箱(润滑剂停留场所)发挥作用，可以提高耐热裂纹性能。

还有，设置有排气孔23的围堰的高度，调整为配置铁系烧结滑动体20时的此滑动体20的厚度的中心以上的高度为佳。

还有，作为如图5所示推力轴承和其组成的配合滑动部件，例如，可以使用进行过渗碳淬火、高频淬火等的硬化热处理的钢制推力轴承。在其他实施方式以及实施例中也相同。

还有，作为里衬金属和铁系烧结滑动体进行一体化的方法，预先进行了烧结的铁系烧结滑动材料可以使用钎焊等的方法进行一体化，但在其烧结时的高密度化过程中，很难确保尺寸的稳定性，不能避免由于接合前的加工导致的显著的成本上升。由此，在本实施方式中，开发出一种，以铁系烧结滑动体的环形圆盘状成形体(环状平板)的内周面的至少一部分和其成形体的下面，通过烧结接合固定在铁系里衬金属的外周面和平板的上面的方式进行配置，并且，在烧结接合时，为了不使烧结体产生的气体在接合面停留形成气体缺陷，在铁系里衬金属外周面以及平面部的至少一处的接合面的一部分，开设了为了排出在烧结接合时烧结体产生的气体的孔(排气孔)和沟槽的烧结推力轴承。上述孔和沟槽，至少一种设置于上述接合面上为佳。

图6(a)表示的是在图4所示的铁系烧结滑动体中设置排气孔以及沟槽的例的平面图。图6(b)是图6(a)的沿B-B线的剖面图。

本例中，在铁系烧结滑动体20一侧，设置有排气孔23A以及沟槽24A。在本实施例中，可以得到如图5所示的相同的效果。

本实施方式的铁系烧结滑动体20，为具有由至少5体积％以上的碳化物和固溶碳的浓度为0.15～0.5重量％的马氏体相构成的组织的材料。由此，可以承受高承载的推力承载，并且可以充分地改善在润滑条件恶劣的状况下的耐磨损性、耐烧结性以及耐热裂纹性。

还有，在铁系烧结滑动体20中，使用通过如下处理的材料为所希望的方式，碳化物的分散量不超过25体积％，优选为15体积％以下，马氏体相的固溶碳的浓度为0.2～0.45重量％，优选为0.2～0.35重量％，在150～600℃的范围进行回火处理。由此，可以承受施与推力轴承的极大的偏载荷。

上述碳化物，以硬质的低价的Cr₇C₃型碳化物以及耐热硬度优异的M₆C型碳化物中的至少一种为主体。利用这样的碳化物在烧结滑动材料中进行析出分散，在经济性上也是所希望的方式。还有，作为上述碳化物，利用MC型碳化物也是所希望的，这种MC型碳化物，从经济的观点出发，抑制在5体积％以下为佳。还有，以更低价的Cr₇C₃型碳化物为主体，将(M₆C+MC)碳化物调整在5体积％以下，为最佳方式。

还有，通过以FeP合金的状态添加0.1～1.5重量％的P，可以提高铁系烧结滑动体20的烧结密度，并且改善烧结接合性。即，通过对马氏体相以及M₆C型碳化物的至少一种进行浓缩而使融点降低，从而可以有助于改善烧结性和烧结接合性。此外，通过使其析出Fe₃P、Cr₂P、FeMoP、V₂P、FeTiP等的磷化物，可以有助于改善耐烧结性。还有，在以M₆C型碳化物为主体的碳化物进行分散的铁系烧结滑动材料中，所含有的P在M₆C型碳化物中，进行浓缩也可以提高结合稳定性，所以至少添加0.3重量％以上为佳。

此外还有，在铁系烧结滑动材料中，Cu基合金相以粒状在1～10体积％的范围进行分散而添加为所希望的方式。此外，从改善滑动特性的观点出发，在上述Cu基合金相中，使其含有P、Sn、Al、Fe以及Ni构成群中任选一种以上为佳。由此，可以有助于改善滑动面的跑合性，并且通过在滑动途中的粒状的Cu基合金相优先损耗，从而在滑动面能够形成储油箱，由此能够有助于改善耐烧结性和耐热裂纹性。

还有，作为得到更好的耐热裂纹性的方法，本实施方式的烧结滑动部件，5～50体积％的(Cr₇C₃+M₆C+MC)型碳化物在固溶碳的浓度在0.15～0.5重量％的马氏体相中进行分散，此外，平均孔径为0.03～1.0mm的经闭塞化的气孔以3～10体积％进行分散的铁系烧结滑动体在铁系里衬金属上进行烧结接合为佳，此外还有，在上述铁系烧结滑动体的滑动面开设孔部，滑动面的孔部所形成的凹部以3～10面积％进行分散，上述凹部的平均径在3mm以下为佳。

此外，例如在铁系烧结滑动材料中添加SiO₂粒子，在经济性上也是极好的方式。由此，在烧结时，SiO₂还原，所剩的Si在铁系烧结滑动材料中可以进行扩散固溶，由此，SiO₂粒子轨迹所形成的闭塞气孔，可以作为滑动面的储油箱进行利用，其结果，可以有助于改善耐烧结性和耐热裂纹性。

此外还有，在铁系烧结滑动体的成形时，至少在滑动面，开设0.1～3mm深度的凹部为所希望的方式。这是因为通过铁系烧结滑动体与铁系里衬金属进行烧结接合，在滑动面形成储油箱。

还有，作为上述铁系烧结滑动体的厚度，考虑到现有的喷镀镀层在0.1～0.3mm的范围进行施工的情况，因为观察到沙尘的咬入和偏载荷所致的镀层的剥离、破损，所以为0.5mm以上，由与耐磨损性的关系决定厚度的上限为所希望的方式。

还有，从耐磨损性的观点出发，与上述闭塞气孔不相干涉的铁系烧结滑动体的维氏硬度确保在Hv500以上，优选为Hv700以上为所希望的方式。

(第2实施方式)

图7是本发明的第2实施方式的铲斗连结装置的概略构造说明图。图8(a)为推力轴承的剖面图。图8(b)是表示图8(a)所示推力轴承的滑动面的各种油槽、凹槽的模型的平面图。

在本实施方式中，如图7所示，臂5中所压入的推力轴承25和铲斗支架6a中所配置的推力轴承26任一个作为带有轴环型的推力轴承。因为铲斗6大多根据作业内容适时地进行更换，并且为了便于维护，所以铲斗支架6a用的推力轴承26的滑动面并不利用上述铁系烧结滑动材料，例如，利用碳钢或低合金钢进行高频淬火处理的、或经渗碳处理的低价的推力轴承在经济上为佳。

如图8(b)所示，在滑动面(高频淬火硬化滑动面)27上，开设适当的沟槽(R沟28a、菱形沟28b)和凹槽(微凹凹槽或孔29)为所希望方式。由此，润滑用的润滑剂或代替其的润滑组成物容易供给至此滑动面27，能够有助于改善耐烧结性、耐热裂纹性。

(第3实施方式)

图9是表示本发明的第3实施方式的铲斗连结装置的概略构造说明图。

在本实施方式中，其基本构成与图7所示的第2实施方式相同。但是，本实施方式的作业机轴瓦11，由多孔质，其气孔中填充了润滑组成物的铁合金系烧结体所构成。由此，可以延长铲斗连结装置的供脂间隔时间。还有，本实施方式中，在作业机轴瓦11A中装配上述第1实施方式或第2实施方式的推力轴承，为所希望的方式。

图10是本发明的第3实施方式的变形例的颤抖连结装置的概略构造说明图。本变形例，是与第3实施方式相比更优化的方式。

通过与以Mo为主体的硬质喷镀镀层30形成在0.1mm以上的作业机销进行组合，使进一步延长供脂间隔成为可能，是能够实现延长铲斗连结装置的供脂间隔时间的一种方式。

(第4实施方式)

图11是滚轮组件的主要部分构造的说明图。本实施方式为，本发明适用于滚轮组件的浮动密封板装置的例。图12表示的是多层浮动密封板(floating seal)的构造剖视图。

如图11所示，本实施方式的滚轮组件36，具有以下构造，滚轮挡板49(retainer)以及此滚轮挡板49所支持的滚轮轴50，和此滚轮轴50所外嵌滚轮轴瓦(带有轴环的轴瓦)51以及通过此滚轮轴瓦51所配置的滚轮辊(roller)52，以相互可以旋转的方式进行连接。在此滚轮组件36中，浮动密封板装置53，具有以下构造，配备了与密封板面相接而配的一对密封环54、54，和各密封环54所外嵌的O型环55、55，方向相合的一对的密封板面，由于经压缩所安装的O型环55的弹力，被压向滚轮轴50的轴方向，承受适当的承载，并进行滑动，可以防止外部的水、沙尘等的侵入和内部的润滑油的外泄。接着，在一对的密封环54、54的密封板面上，由至少5～50体积％的碳化物和固溶碳的浓度调整为0.15～0.5重量％的马氏体相构成的铁系烧结滑动体进行烧结接合。还有，很容易能够得到上述的固溶碳浓度范围，并且为了得到更硬质的，耐烧结性优异的碳化物，在上述铁系烧结滑动体中，含有Cr：9重量％以上、Mo：3.5重量％以上、Mo和W的总量：4.5重量％以上以及V：3重量％以上中的一种以上，并且Cr₇C₃型碳化物、M₆C型碳化物以及MC型碳化物中的一种以上的碳化物，在上述马氏体相中进行分散为佳。还有，如图12所示，浮动密封环的烧结接合方法以及具有排气孔23、沟槽24的构造，与图5、6所示的推力轴承基本相同。符号G表示，在更高行驶速度用的滚轮轴50的表面，进行滑动性优异的表面处理，例如，磷酸Zn、磷酸Mn等的化学转化处理，镀Cr、喷镀Mo镀层处理等为佳。

根据本实施方式，能够提供一种耐烧结性和耐热裂纹性更优异的浮动密封板装置，但为了进一步改善耐磨损性，使用如下部件为佳，在固溶碳的浓度调整为0.2～0.45重量％的马氏体相中，Cr₇C₃型碳化物、M₆C型碳化物以及MC型碳化物以总量为20～40体积％进行分散的铁系烧结滑动体与硬度为Hv170以上的铁系里衬金属进行烧结接合而成的烧结滑动部件。

还有，在齿轮减速装置等所利用的大口径的浮动密封板装置中，其密封板面的滑动速度变快，特别需要一种耐烧结性和耐热裂纹性优异的浮动密封板，根据本实施方式，在铁系烧结滑动材料中，Cu粒子或Cu基合金粒子，Mo金属粒子以及闭塞气孔至少一种，以1～10体积％的范围，进行分散为佳。此外，被闭塞化的气孔，以3～10体积％进行分散，气孔的平均孔径为0.03～1.0mm为佳。还有，在浮动密封板的滑动面(密封板面)，开设1～30面积％、优选为1～10面积％或3～10面积％的凹部为佳，上述闭塞气孔和凹部的大小，在密封板面的宽度的大约1/2以下，此外，控制在密封板面的宽度方向的0.5mm以下的大小为所希望的方式。还有，上述闭塞气孔和凹部的大小，在密封板面的宽度方向的1mm以下为佳。

还有，作为耐磨损性优异、低价的铁系烧结滑动体，与SKD1、SKD2、SKD11等的高碳高Cr系工具钢同样，使Cr₇C₃型碳化物在马氏体相种析出分散而进行利用，在本实施例中，参考SKD材料的最佳淬火温度900～1000℃的Fe-C-Cr三元状态图(参照下述的图15)和其状态图的平衡关系(等碳活度)，在Tie lineA、B所包围(奥氏体+Cr₇C₃型碳化物)的二相区域中，着目于控制马氏体相中的固溶碳的浓度在0.2～0.45重量％，在铁系烧结滑动体的碳的添加量和Cr的添加量之间，使其满足下式的关系。

0.143×(Cr重量％)-1.41≤(C重量％)≤0.156×(Cr重量％)-0.58

此外，作为Cr₇C₃型碳化物以5～50体积％进行分散的Cr添加量设定为9～35重量％。还有，由于V有助于马氏体相的抗回火软化性和Cr₇C₃型碳化物的均匀分散性，所以利用不使MC型碳化物析出的范围的V的添加的时候的碳的添加量和Cr添加量的关系，在通过V的添加仅使少量的MC型碳化物(5体积％以下)析出分散的范围，最大地发挥上述V的作用，所以此时V的添加量为含有0～3重量％，并且在铁系烧结滑动体的碳的添加量和Cr的添加量之间，使其满足下式的关系。

0.143×(Cr重量％)-1.41+14×MC碳化物的体积分率≤(C重量％)≤0.156×(Cr重量％)-0.58+14×MC碳化物的体积分率

具体地说，含有C：0.9～3.8重量％、Cr：9～35重量％、V：0～3重量％，其C含有量满足0.143×(Cr重量％)-1.41+14×MC碳化物的体积分率≤(C重量％)≤0.156×(Cr重量％)-0.58+14×MC碳化物的体积分率的关系，具有固溶了0.2～0.45重量％的C、6.5～12重量％的Cr的马氏体相，在此马氏体相中，Cr₇C₃型碳化物以5～40体积％进行分散，MC碳化物在5体积％以下进行分散，总碳化物的含有量为5～40体积％的组织构成，使其还含有Si、Mn、Ni、P、S、B、N、Mo、W、Ti、Co、Cu、以及Al构成的合金元素中任选一种以上的铁系烧结滑动体为佳，此外，考虑到Si的存在，铁系烧结滑动体的碳含有量满足如下关系0.143×(Cr重量％)-1.41+0.15×(Si重量％)+14×MC碳化物的体积分率≤C重量％≤0.156×(Cr重量％)-0.58+0.15×(Si重量％)+14×MC碳化物的体积分率，在上述铁系烧结滑动体中形成有马氏体相，此马氏体相固溶了0.2～0.45重量％的C、6.5～12重量％的Cr，还固溶有1～5重量％的Si以及0.5～4重量％的Al中的至少一种为佳。

还有，上述Cr₇C₃型碳化物和MC碳化物进行析出分散的铁系烧结滑动材料的马氏体相中的最佳碳的浓度、Cr、V、Mo、W等的合金元素的浓度以及碳化物量的调整，因为是铁系烧结滑动材料的耐烧结性、耐热裂纹性、耐磨损性进行调整的重要因素，所以进一步进行了正确的讨论。本实施例的铁系烧结滑动材料的碳的添加量和合金元素(X元素)的添加量(C重量％、X重量％)，进行分散的Cr₇C₃型碳化物和MC型碳化物的体积分率(fCr₇C₃、fMC)，马氏体的碳和各种合金元素的浓度(CMar、XMar)，Cr₇C₃型碳化物的碳和各种合金元素的浓度(C73、X73)，以及MC型碳化物的碳和各种合金元素的浓度(CMC、XMC)，具有下式的关系。

(C重量％)＝CMar×(1-fCr₇C₃)+C73×fCr₇C₃+CMC×fMC

(X重量％)＝XMar×(1-fCr₇C₃)+X73×fCr₇C₃+XMC×fMC

         ＝XMar×{(1-fCr₇C₃)+KX73×fCr₇C₃+KXMC×fMC}

在上述实施方式的范围中，由于可以得到

重量％，CMC＝14重量％的相近似值，所以实施方式的最佳碳的浓度范围，如下式所记载。

0.2×(1-fCr₇C₃)+8.7×fCr₇C₃+14×fMC≤(C重量％)≤0.45×(1-fCr₇C₃)+8.7×fCr₇C₃+14×fMC

还有，合金元素X的添加量，也同样由下式算出。

(X重量％)＝XMar×{(1-fCr₇C₃-fMC)+KX7×fCr₇C₃+KXMC×fMC}

这里，KX7、KXMC(分配系数)为Cr₇C₃型碳化物、MC型碳化物和马氏体相中的X浓度的比(＝X73/Xmar、＝XMC/Xmar)，在实施方式中，使用下述的经实测的各合金元素的分配系数，能够算出本实施方式的范围的上述铁系烧结滑动材料的最佳的碳、Cr、Mo、W、V、Si、Al、Ni、Co等的添加量(在下述中KXMC记为KXM/C)。

这里，在实施方式的范围中，KCr7＝8、Kmo7、KW7＝2.5、KV7＝13、KSi7、KAl7＝0、KNi7＝0.1、KC07＝0.23、KCrM/C＝3.8、KMoM/C＝3、KWM/C＝8.2、KVM/C＝119、KSiM/C、KAlM/C＝0、KNiM/C、KCoM/C＝0.05为实测结果。还有，在本实施方式的范围中，马氏体相中的Cr的浓度设定为6.5～12重量％的范围，Mo、W、V的浓度，如下所述，规定为Mo：0～4重量％、W：0～8重量％、(Mo+0.5×W)：0～4重量％、V：0～0.6重量％，其目的在于确保马氏体相的淬火性和调整抗回火软化性，因而设定了这些值。

此外，上述Cr的分配系数KCr7，因为涉及很宽的Cr浓度范围，所以本发明范围的KCr7，利用马氏体相中的Cr浓度CrMar(重量％)设定为如下式为更佳。

KCr7＝-0.48×CrMar(重量％)+11.8

如上所述，由于在润滑性恶劣的状态下所出现的边界润滑下的滑动面的发热，导致滑动面的马氏体相的硬度急速软化时，耐烧结性和耐磨损性恶化。为了提高上述铁系烧结滑动材料的抗回火软化性，在实施方式中，开发了，添加低价的Si：1～3.5重量％以及Al：0.5～2重量％中的至少一种，使马氏体相中的Si浓度在1～5重量％以及Al：0.5～4重量％中的至少一种的范围内进行浓缩，从而提高抗回火软化性的多层烧结滑动部件(烧结滑动部件)。

还有，在上述的马氏体相中使其与Mo共存的情况中，如本发明人在特愿2003-380203号中所记载，通过Si，降低对Mo的抗回火软化性有效的最大浓度，在实施方式中，考虑到经济性，马氏体相中的Mo、(Mo+W)的浓度范围调整在0～(4.0-0.5(Si重量％+Al重量％))，在铁系滑动材料中，添加Mo：0～5.5重量％、(Mo+W)：0～5.5重量％。烧结接合后，从确保气体冷却的淬火硬化的观点出发，Mo优选添加为1～5.5重量％。还有，在实施方式中，因为有效地改善马氏体相中的抗回火软化性的Mo的浓度为0～2.5重量％，所以作为经济性的Si、Mo的添加量，Si：1～2.5重量％、Mo：1～2.8重量％，优选为Si：1.52.5重量％、Mo：1～2重量％。

Si，在马氏体相中大量固溶，是显著提高马氏体相的抗回火软化性的经济性的元素。由此，例如，在SKD6、SKD61、SKD62等的不使碳化物进行分散而使用的热工具钢中积极地进行添加。在铁系烧结滑动材料中，由于具有显著的提高烧结性和显著的提高烧结时或淬火时的奥氏体相中的碳的活度、以0.15×Si重量％的关系降低马氏体相中的固溶碳的浓度的作用，所以在本实施方式中，上述Fe系烧结滑动材料中的最佳的碳的浓度，通过0.15×Si重量％的关系，调整到高碳侧为佳。

还有，Si是可以显著地使αFe相稳定化的合金元素，添加Si，显示出显著地抬高A1、A3相变温度到高温度测的作用，所以认为其具有能提高滑动面的耐热裂纹性的作用，从各种合金元素的单位重量％的A3相变温度的变化(ΔA3＝℃/重量％，Si：+40、Al：+70、Mo：+20、V：+40、W：+12、Mn：-30、Ni：-15、C：-220)可以得知，Si以外的Al、Mo、V、W也可以提高耐热裂纹性。但是，在Si与这些合金元素大量共存的情况中，因为使铁素体进一步稳定化，不能得到最佳的淬火处理，所以Si添加量的上限，参考热力学所计算的Fe-Si-X44元状态图(图1(a)、(b)、(c))，并且对以Cr₇C₃型碳化物为主体进行分散的马氏体相的组成(0.2重量％C-6.5～12重量％Cr)进行了讨论，认为可以添加3.5重量％的Si，所以为3.5重量％。还有，在以下述M₆C型碳化物为主体进行分散实施方式(0.45重量％C-3重量％Mo-0.5重量％V)的情况下，2.5重量％为佳(参照图1(a)、(b)、(c))。

还有，Al的添加量，Al与Si相比，因为更显著的使αFe相稳定化，所以设定为Si的添加量的大约1/2。还有，在添加有高浓度的Si、Al的铁系烧结滑动材料中，使其含有可以使奥氏体相稳定化的Ni：1～5重量％、Mn：0.5～2重量％以及Cu：1～10重量％中的一种以上为佳(参照图1(a)、(b)、(c))。

还有，上述边界润滑下的滑动面温度超过500℃时，因为希望能够进一步提高滑动面的马氏体相的抗回火软化性，所以在实施方式中，活用与Si相比对500℃以上的抗回火软化性更有效的Mo、W、V，使其能够维持经600℃的回火处理(1hr)的洛氏硬度在HRC50以上，优选为HRC55以上，所以铁系烧结滑动部件进行如下调整为佳，在上述铁系烧结滑动材料中，使其含有Mo：1.6(优选为2)～6.5重量％、(Mo+W)：1.6(优选为2)～6.5重量％中的至少一种，在其马氏体相中由Mo：1.5～4重量％、(Mo+W)：1.5～4重量％以及V：0～0.6重量％的群中任选一种以上构成。

还有，马氏体相中的Mo、W的浓度，考虑到900～1000℃的淬火温度的M₆C型碳化物的固溶度，能够最大到大约4重量％为止进行固溶，Mo、W的在马氏体相中的下限浓度，并没有进行限定，但是参考上述SKD工具钢和热工具钢的回火硬度曲线，为了进一步改善这些钢材的抗回火软化性，Mo、W的浓度设定为1.5重量％以上为佳，优选为2重量％以上。

还有，在铁系烧结滑动材料中所添加的Mo、W，由于在进行分散的Cr₇C₃型碳化物中浓缩，所以使用下述的实施例求出的Mo、W的Cr₇C₃型碳化物和马氏体相之间的分配系数KMo7、KW7，根据上述Cr₇C₃型碳化物的下限分散量和上限分散量以及马氏体相中的Mo以及W的至少一种的下限浓度、上限浓度的关系，设定Mo：1.6～6.4重量％、(Mo+W)：1.6～6.4重量％为佳。此外，设定马氏体相中的Mo以及W的至少一种的浓度为2～4重量％，适用于上述推力轴承用的Cr₇C₃：10～25体积％时，Mo：2.3～5.5重量％、适用于上述浮动密封板用的Cr₇C₃：20～40体积％时，Mo：2.6～6.4重量％为佳，优选为Cr₇C₃：25～40体积％，Mo：3.5～6.4重量％。

与上述Mo、W的情况同样，对V进行讨论。马氏体相中的V，与Mo、W相比，是显著地提高抗回火软化性的元素，但是固溶有0.2～0.45重量％C的马氏体相中的V的浓度，可以使MC型碳化物形成极其稳定的碳化物。由此，在900～1000℃的温度范围下，为0.2～0.6重量％，此外考虑到Cr₇C₃型碳化物中显著地进行浓缩的V的浓度，例如，在实施方式的范围中，在50体积％的Cr₇C₃型碳化物进行析出的铁系烧结滑动材料中，大约为到3.5重量％为止，在MC型碳化物不析出的状态下而进行添加。还有，如下所述，考虑到碳化物大量进行分散，并且其强度的恶化和经济性，设定为5～40体积％的Cr₇C₃型碳化物进行分散的体系烧结滑动材料的情况下，根据Cr₇C₃型碳化物的量，添加0.5～3.0(优选为2.9)重量％为佳。还有，为了最大限度地利用显著提高马氏体相的抗回火软化性的V，从经济性的观点出发，允许有少量的MC型炭化物析出，进行分散，为所希望，所以在实施方式中，MC型炭化物在5体积％以下进行分散为佳，考虑到实施方式的范围的MC型炭化物中的V的浓度大约为45重量％，所以V的添加量为5重量％以下，优选为4重量％以下。

此外，作为有必要具有适当的耐磨损性和强韧性的推力轴承用的铁系烧结滑动材料，由于上述(Cr₇C₃+MC)的碳化物总量以10～20体积％进行分散为佳，所以具有C：1.1～2.4重量％、Cr：10～29重量％、Mo：1.8～5重量％、V：1.1～3.5重量％为佳，此外还有，从改善耐烧结性的观点出发，使0.5～5体积％的少量的MC碳化物进行分散，(Cr₇C₃+MC)型碳化物总量为20～40体积％为更佳，所以具有C：1.9～4重量％、Cr：15～35重量％、Mo：2～6.4重量％、V：2～5重量％为佳。

此外，在与上述推力轴承相比，有必要具有更优异的耐磨损性的浮动密封板所适用的情况中，有必要进一步提高上述铁系烧结华东材料的耐磨损性和耐烧结性。开发出的烧结滑动部件，使用的是，至少含有，C：1.8～4.5重量％、Cr：12～30重量％、V：3.5～10重量％、Mo：2～6.4重量％或者Mo和W的总量：2～6.4重量％，在固溶碳的浓度为0.2～0.45重量％的马氏体相中，与Cr₇C₃型碳化物相比更硬质的MC型碳化物以5～15体积％进行分散的铁系烧结滑动材料。上述马氏体相，固溶有0.2～0.456重量％的C、6.5～12重量％的Cr，还固溶有1～3.5重量％的Mo、总量为1～3.5重量％的Mo和W以及0.4～0.6重量％的V的群中任选一种以上为佳。这里，考虑到铁系烧结滑动材料的强韧性，在马氏体相中，10～35体积％的Cr₇C₃型碳化物和5～15体积％的MC型碳化物以总量15～40体积％进行析出分散，此外，还使其含有Si、Mn、Ni、P、S、B、N、Co、Cu、Al等的合金元素的一种以上为佳，从改善铁系烧结滑动材料的强韧性的观点出发，碳化物总量设定为15～30体积％为更佳。

还有，通过(V+Ti)的添加，MC型碳化物的下限分散量，为下述的高速钢的平均值的5体积％，此外，作为其上限分散量，考虑到经济性，设定为15体积％。特别是，使其与Cr₇C₃型碳化物共存，使MC碳化物进行分散时，Cr₇C₃型碳化物中V以高浓度进行浓缩，所以从经济性的观点出发，限制Cr₇C₃型碳化物为10～25体积％，此外，从确保铁系烧结滑动材料的强韧性的观点出发，至少含有C：1.8～3.7重量％、V：3.7～9重量％、Mo：2.5～5.5重量％、(Mo+W)：2.5～5.5重量％，碳化物的总量调整为15～30体积％为佳。

还有，显著地形成MC型碳化物的Ti、Zr、Nb、Hf等的合金元素，在马氏体相中基本上不呈现固溶状态，几乎全部作为MC型碳化物进行分散。还有，都是价格极高的元素，大量的添加不利于经济性。由此，其添加量为3重量％以上，并且，添加由TiC、ZrC、NbC的化学量的组成而计算出的碳量(重量％)调整最佳的碳添加浓度为佳。

还有，铁系烧结滑动材料对铁系里衬金属的烧结接合，在大约1150～1220℃进行，即使从此烧结接合附近的温度直接进行气体冷却的淬火，马氏体相中的固溶碳的浓度也基本上被调整限制在0.2～0.45重量％，所以没有问题。淬火温度越高，马氏体相中的V、Mo、W的浓度就变得越大，对抗回火软化性有利。

还有，马氏体相的600℃的抗回火软化性，以洛氏硬度HRC表记的回火参数ΔHRC和各马氏体相中的合金元素浓度按下式的关系进行改善。因此，例如，以SKD1(2.02重量％C、0.34重量％Si、13.03重量％Cr、0.04重量％V)的600℃的回火硬度(大约HRC43)作为基准，按ΔHRC为7以上，优选为12以上对马氏体相中的各合金元素浓度进行调整为佳。

ΔHRC＝0.5×(11×MoMar+7.5×WMar+25.7×VMar+5.8×SiMar+5.8×SiMar)

例如，为了达到ΔHRC≥12的条件，Mo、W、V的单独添加，有必要调整马氏体相中的各合金元素，Mo：2.2重量％以上、W：3.21重量％以上、V：0.93重量％以上，由于上述V的最大固溶浓度：大约为0.6重量％，所以不添加Mo、W，只是V的单独添加，对抗回火软化性的改善是不充分的，至少有必要通过Mo的符合添加调整马氏体相中的Mo的浓度为1重量％以上。

还有，已经叙述过的MC型碳化物和Cr₇C₃型碳化物共同进行分散时的铁系烧结滑动材料的最佳碳量的调整，所添加的Cr、Mo、W也会在MC型碳化物中显著地浓缩。由此，使用上述的各合金元素的的MC型碳化物和马氏体之间的分配系数，可以计算出为了调整最佳的马氏体相中的各合金元素的浓度而在铁系烧结滑动材料中进行添加的Cr、Mo、W的最佳的添加量。MC型碳化物中，Mo、W、V、Cr以极高的浓度进行浓缩，所以仅使用单纯的分配系数，其正确性是不够充分的。因此，MC型碳化物，作为(V、Mo、W、Cr)₄C₃型的复合碳化物析出，其碳化物的组成大约由，(V+Mo+W+Cr)：80重量％、C：15重量％、(Fe+Mn+等)：5重量％所构成，MC型碳化物中的V、Mo、W、Cr的各浓度为，根据分别的合金元素的MC型碳化物和马氏体之间的分配系数(KVM/C＝119、KMoM/C＝3、KWM/C＝8.2、KCrM/C＝3.8)所定的浓度比率，按照使这些合金元素的总量成为80重量％而进行调整。例如，对按照VMC重量％＝(VMar×KVMC/((VMar×KVMC+CrMar×KCrMC+MoMar×KMoMC+WMar×KWMC)/0.8)计算出来的含有量进行调整(简便起见，这里KXM/C省略为KXMC)。例如，从下述的图21中记载的No.32的与MC碳化物相近似的马氏体组成(Mo：2.0重量％、W：2.0重量％、Cr：4.5重量％、V：0.45重量％)，可以计算出马氏体相中进行分散的MC碳化物的组成的计算值为，46.0重量％V-5.2重量％Mo-14.1重量％W-14.7重量％Cr，与下述的图21记载的分析结果基本一致，所以得知，这种调整是一种适用的方法。

高硬度的SKH2(T1)、SKH10(T15)、SKH54(M4、M6)、SKH57等的高速钢，含有大量的W、Mo，从1200℃以上的淬火温度进行淬火处理和2次以上的回火处理(大约550～580℃)，残余的奥氏体相基本完全分解，为了使其洛氏硬度在HRC65以上，固溶碳的浓度调整为0.5～0.6重量％而进行使用。上述高速钢，为了发挥其显著的抗回火软化性，是一种，在固溶有(Mo+W+V)：5～10重量％、Cr：3.5～4.5重量％的高合金马氏体相中，以5～12体积％的Fe₃Mo₃C、Fe₃W₃C的结晶构造为基本的M₆C型碳化物，和以1～9体积％的V₄C₃的构造为基本的MC型碳化物，以碳化物总量为7～12体积％进行分散的材料(参照文献：佐藤、西沢“日本金属学会会报”2(1963)，P564)。因此，与上述高Cr系工具钢具有相同的耐热裂纹性还不充分，还有，在适用于上述的浮动密封板的时候，由于碳化物很少，所以会有耐烧结性和耐磨损性不充分的问题。因此，在本发明中，根据与决定上述Cr₇C₃型碳化物和MC型碳化物在马氏体相中进行分散的最佳的碳和合金元素的添加量的方法相同的方法，有必要对M₆C型碳化物大量进行分散时的最佳碳以及合金元素的添加量进行设定。因此本发明，参照900～1000℃的Fe-C-Mo的状态图(参照下述的图16)，开发出了，对于在固溶碳的浓度为0.2～0.45重量％的马氏体相中M₆C型碳化物进行分散的铁系烧结滑动材料的Mo的添加量的最佳的碳量，记为，使其近似满足与

0.043×(Mo重量％)≤(C重量％)≤0.038×(Mo重量％)+0.36，还有，与上述Fe-C-Mo系同样，对Fe-C-W系状态图进行了讨论，构成奥氏体(γ)和M₆C型碳化物的二相区域的Tie Line A、Tie Line B的斜率基本上相当于Fe-C-Mo系状态图(图16)的Tie Line的斜率的大约1/2，并且，对M₆C型碳化物的奥氏体的固溶度也大致近似于相等，所以开发出了为了调整Mo与W同时添加时的铁系烧结滑动材料的马氏体相中的固溶碳的浓度为0.2～0.45重量％的最佳的碳量，使其满足

0.043×(Mo重量％+0.5×W重量％)≤(C重量％)≤0.038×(Mo重量％+0.5×W重量％)+0.36

并且，M₆C型碳化物以5～40体积％进行分散，含有(Mo+0.5×W)为4.5～30重量％的铁系烧结滑动材料。还有，本发明的铁系烧结滑动材料，由至少含有C：0.6～1.9重量％、Cr：1～7重量％、V：0～3重量％以及Mo：3.5重量％以上、(Mo+0.5×W)：4.5～30重量％(或者(Mo+W)：6～30重量％)，固溶碳的浓度为0.2～0.45重量％(优选为，固溶Mo的浓度为2～4重量％以及固溶(Mo+W)的浓度为2～4重量％、固溶Cr浓度为1～7重量％、固溶V的浓度为0～0.6重量％)的马氏体相中，5体积％以上(优选为5～40体积％)的M₆C型碳化物和5～40体积％的MC型碳化物进行分散的组织构成，此外开发出了，根据必要使其含有Si、Mn、Ni、P、S、N、B、Ti、Co、Cu、Al的一种以上的合金元素的铁系烧结滑动材料与高强度、高韧性的铁系里衬金属进行烧结接合而成的多层烧结滑动部件。

还有，根据MC型碳化物的分散量碳的添加量的调整量和合金元素的添加量，根据上述的方法而进行设定，所以相对在固溶碳的浓度为0.2～0.45重量％的马氏体相中、M₆C型碳化物和MC型碳化物进行分散的铁系烧结滑动材料的Mo、W的添加量的最佳的碳量，使其满足下式而变得明了。

0.043×(Mo重量％+0.5×W重量％)+14×MC型碳化物的体积分率≤(C重量％)≤0.038×(Mo重量％+0.5×W重量％)+0.36+14×MC型碳化物的体积分率

还有，有必要进行与上述Cr₇C₃型碳化物和MC型碳化物析出分散的铁系烧结滑动材料的正确的组成的讨论相同的讨论。对本实施例的M₆C型碳化物的体积分率fM₆C和M₆C型碳化物的碳浓度CM₆C(重量％)进行记述，则铁系烧结滑动材料的最佳碳含有量，使用马氏体相的固溶碳的浓度0.2、0.45重量％，表示为下式的关系

0.2×(1-fM₆C-fMC)+CM₆C×fM₆C+14×fMC≤(C重量％)≤0.45×(1-fM₆C-fMC)+CM₆C×fM₆C+14×fMC

此外还有，为了提高上述耐热裂纹性，马氏体相的固溶碳的浓度的上限为0.35重量％时，0.35重量％可以带入上式进行使用。

还有，M₆C型碳化物的碳浓度(CM₆C)，根据M₆C型碳化物中的Mo、W的含有比率进行变化，从下述的实施例的结果可以得知，由于M₆C型碳化物和马氏体相之间的Mo、W的分配系数近似为

所以近似为下式

CM₆C＝0.91×(Mo重量％/(Mo重量％+W重量％))+1.74

还有，M₆C型碳化物和马氏体相之间的各合金元素的分配系数，实测为KMo6＝20、KW6＝23、KV6＝5.7、KCr6＝0.95、KSi6＝2.3、KAl6＝2.3、KNi6＝0.4、KCo＝0.5、KP6＝2。因此，使用这些分配系数，计算出与相对上述铁系烧结滑动材料时相同的最佳的合金元素的添加量。此外，与调整上述MC型碳化物中的合金元素的浓度相同，M₆C型碳化物中的Mo、W的浓度高，Fe₃Mo₃C可以固溶58重量％的Mo，Fe₃W₃C可以固溶70重量％的W，所以Mo与W共存时，可以根据MoM₆C/(MoM₆C+WM₆C)的比率计算(MoM₆C+WM₆C)重量％。

还有，作为以耐热裂纹性和强韧性为重点的铁系烧结滑动材料，上述马氏体相中的固溶碳的浓度的上限为0.35重量％，M₆C型碳化物为5～20体积％、MC型碳化物为5体积％以下，碳化物总量为10～25体积％进行分散为佳，适用于多层推力轴承(推力轴承)。作为有必要具有更优异的耐烧结性和耐磨损性的、适用于上述浮动密封板的铁系烧结滑动材料，M₆C型碳化物为15～40体积％、MC型碳化物为5体积％以下，碳化物总量与高速钢相比更多、以20～40体积％进行分散为佳。

如上所述，高速钢，由于在淬火状态残留有20体积％以上的残留奥氏体相，所以通过在550～580℃2次以上的回火处理，分解残留奥氏体，并且通过回火二次硬化，在HRC65以上的显著地被硬化的状态进行使用。因此，适用于动密封板时，会发生滑动面间的初期跑合性不良引起的漏油和烧结的问题。在本发明中，通过改善上述跑合性而确保烧结性和0.3～2.0mm左右的最佳的密封板宽度，所以即使在回火处理后，残留奥氏体使其在基材中为5体积％以上，优选为10～40体积％进行分散，但是残留奥氏体在40体积％以上存在时，由于恶化耐磨损性，所以其上限值为40体积％。

还有，为了确保上述最佳的残留奥氏体量，在现有的高速钢中，添加从不进行添加的Ni：1～5重量％、Mn：～2重量％、Cu：～10重量％中的一种以上。

还有，上述浮动密封板，即使在如上所述的脱谷状态中，为了确保其充分的密封性，选定确保最佳的密封板宽度的铁系烧结滑动材料十分重要。密封板宽度过窄时，不仅不能确保密封性，密封板面的承载变高，则密封板面发现有显著的烧结、热裂纹。此外还有，密封板宽度过宽时，能够确保安定的密封性，但是由于密封板内的润滑性变得极其恶劣，所以密封板面发现有显著的烧结、热裂纹。由于有这些问题，所以在现有的密封板材料中，其密封板的宽度选定为0.3～2mm，在本发明中，提供了改善密封板间的润滑性的方法。

还有，作为本发明的马氏体相中的固溶碳的浓度的调整方法，基于现有组成的高速钢的热处理数据(佐藤、西沢“日本金属学会会报”2(1963)，P564)，使用的是设定淬火温度为900～1150℃，优选为900～1000℃，进行淬火处理的方法。

如上所述，在铁系烧结滑动材料中，由于Cr₇C₃型碳化物没有进行分散，所以限制其Cr的添加量为1～7重量％。此时的马氏体相中的Cr浓度基本为1～7重量％，Cr的浓度越高耐腐蚀性越优异。如上所述，在以高的抗回火软化性为重点时，如本发明人在特愿2002-380203号中所公开的，马氏体相中的Cr浓度为3.5重量％以上则通过回火处理使Cr₇C₃型碳化物析出，由于Mo、W、V等会恶化抗回火软化性，所以马氏体相中的Cr的上限浓度为3.5重量％为佳，Cr的下限浓度，考虑到淬火硬化性，为1重量％为佳。还有，淬火行的确保，通过马氏体相中的Ni、Mn、Mo进行充分的调整。还有，耐腐蚀性，马氏体相中的Cr的浓度即使为1重量％，通过添加Cr以外的Mo、Ni、Cu、P、Si、Al，可以进行充分的改善。例如，历来作为浮动密封板的耐腐蚀性没有问题的镍铬冷硬铸铁的马氏体相的组成为，大约5重量％Ni-1重量％Cr-1.5重量％Si。

还有，在M₆C型碳化物以40体积％进行分散，MC型碳化物(V₄C₃)不析出的烧结滑动材料中，所添加的V的最大添加量为1.2重量％(更精确为1.15重量％)。与上述Cr₇C₃型碳化物进行分散，MC型碳化物(V₄C₃)不析出的烧结滑动材料中所添加的V的最大添加量相比时，可以得知，本发明，是一种V更经济性的提高马氏体相的抗回火软化性的铁系烧结滑动材料。

此外还有，从最大限度的利用V的抗回火软化性的改善效果的观点出发，M₆C型碳化物，以5、15、30、40体积进行分散，MC型碳化物不进行分散时的V的添加量分别为0.5、0.7、1.0、1.2重量％。此外，使5体积％的MC型碳化物进行分散时的V的添加量通过计算为2.2～4.5重量％，所以本发明的V的最佳添加量在0.5～4.5重量％为佳。还有，在适用于上述推力轴承的、M₆C为5～25体积％、MC为5体积％以下，总碳化物含有量为10～25体积％进行分散的铁系烧结滑动材料中，C为0.6～1.6重量％、Cr为1～3重量％、Mo为7.5重量％以上(Mo+W)为7.5～15重量％、V为0.9～4重量％。然后，在适用于浮动密封板的、M₆C为20～40体积％、MC为1～5体积％，总碳化物含有量为20～40体积％进行分散的铁系烧结滑动材料中，C为0.8～1.9重量％、Cr为1～3.5重量％、Mo为13重量％以上(Mo+W)为13～25重量％、V为1.3～4.5重量％为佳。

马氏体相中的Cr浓度为3.5重量％以下时的回火软化系数ΔHRC，根据马氏体相中的各合金元素X的浓度(XMar)重量％，如下式所述(特愿2002-380203号)

ΔHRC＝2.8×CrMar+11×MoMar+7.5×WMar+25.7×VMar+5.8×(SiMar+AlMar)

为了确保600℃下的回火(1hr)处理的HRC50以上，优选为HRC55以上的硬度，ΔHRC有必要在27以上，以及31以上。那么，就能够对MoMar为2～4重量％、(MoMar+Wmar)为2～4重量％、CrMar为1～3.5重量％、Vmar为0～0.6重量％、Si为0～7重量％、Al为0～4重量％的范围的其条件进行讨论。如上所述，(SiMar+AlMar)添加在1.5重量％以上时，由于会降低Mo、W、V的抗回火软化性的改善效果，所以在本发明的铁系烧结滑动材料中，(Si重量+Al重量)调整在0.5～1.5重量％以下为佳。在上述残留奥氏体相的确保、淬火性的改善、耐腐蚀性的改善所添加Ni和Al共存的情况中，显示出显著的时效硬化性，抗回火软化性得到改善，所以在添加Al的铁系烧结滑动材料中，希望添加Ni而增强强度。

此外，大量的M₆C型碳化物进行分散的铁系烧结滑动材料，使用大量的Mo、W，所以要对更经济的Mo和W的添加方法进行讨论。对于M₆C型碳化物的析出量，添加高价的W的影响，与添加Mo的相比，大约为0.8倍，于是，和对于抗回火软化影响度的Mo的比率大约为0.7倍，此外，MC型碳化物共存并进行分散时，在MC型碳化物中，W与Mo相比会更容易地更多地进行浓缩。由此与W相比，以Mo为主体进行添加为更具有经济性，并且从烧结性的观点出发，在本发明中，不添加W为更佳，但是考虑到烧结用粉末市场中的到手难易程度，与在现有的Mo型高速钢中的W添加量(7重量％)相比，更多的添加W不利于经济性。

还有，如上所述，在铁系烧结滑动材料适用于浮动密封板的情况下，从进一步改善耐磨损性和耐烧结性的观点出发，使MC型碳化物以高体积％(5～15体积％)进行分散为佳，并且，碳化物总量提高到20～50体积％为佳。因此，开发出的多层烧结滑动部件，具有如下特征，至少含有C：1.3～3重量％、Cr：1～5重量％、V：3～12重量％、以及Mo：10重量％以上(Mo+W)：10～23重量％，并且固溶碳的浓度为0.2～0.45重量％的马氏体相中15～35体积％的M₆C型碳化物和5～15体积％的MC碳化物进行分散的组织(碳化物总量为20～40体积％)而构成，此外还使其含有Si、Mn、Ni、P、S、B、N、Ti、Co、Cu、Al等的合金元素的高硬度的烧结滑动材料经烧结接合而成。

如上所述，以Mo、W为主体的铁系烧结滑动材料经烧结接合而成的多层烧结滑动部件，与以Cr₇C₃型碳化物为主体进行分散的铁系烧结滑动材料进行比较，不利于经济性。因此，开发出的多层烧结滑动部件，具有如下特征，在铁系烧结滑动材料中，至少含有C：0.8～3.4重量％、Cr：9～28重量％、Mo：5重量％以上(Mo+W)为5～18重量％、V：5重量％以下，在固溶碳的浓度在0.2～0.45重量％的马氏体相中，耐磨损性优异的Cr₇C₃型碳化物以5～25体积％、MC型碳化物以5体积％以下耐烧结性优异的M₆C型碳化物以5～25体积％进行分散，上述马氏体相的碳化物总量为10～40体积％，此外，根据必要，还使其含有Si、Mn、Ni、P、S、B、N、Ti、Co、Cu、Al等的合金元素中的一种以上的铁系烧结滑动材料在高强度的铁系里衬金属上进行烧结接合而成。

此外。作为上述浮动密封板用的铁系烧结滑动材料，Cr₇C₃碳化物为10～25体积％、MC碳化物为0.5～5体积％和耐烧结性优异的M₆C型碳化物为10～20体积％，进行分散的碳化物总量为20～40体积％。在这样的铁系烧结滑动材料中，至少含有C：1.34～3.4重量％。Cr：11～28重量％、Mo：8重量％以上(Mo+W)为8～16重量％、V：1～5重量％为佳。还有，作为上述推力轴承用的铁系烧结滑动材料，Cr₇C₃型碳化物为5～10体积％、MC碳化物为0.5～5体积％和耐烧结性优异的M₆C型碳化物为5～10体积％，进行分散的碳化物总量为10～20体积％。在这样的铁系烧结滑动材料中，至少含有C：0.8～2.0重量％。Cr：9～20重量％、Mo：4.5重量％以上(Mo+W)为4.5～12重量％、V：1～4重量％为佳。

上述的含有(Cr₇C₃型碳化物+M₆C型碳化物)，固溶碳量为0.2～0.45重量％的马氏体相构成的铁系烧结滑动材料中的最佳碳浓度(C重量％)，因为可以近似为Cr的所以近似地满足下式关系为佳。

0.043×(Mo重量％+0.5×W重量％)+2×0.085×(Cr重量％-6.5)≤(C重量％)≤0.038×(Mo重量％+0.5×W重量％)+0.33+2×0.085×(Cr重量％-6.5)

此外，更正确地说，铁系烧结滑动材料的最佳碳浓度范围，如下式所表示，最佳的各合金元素的添加量也可以通过上述关系式进行计算为佳。

0.2×(1-fCr₇C₃-fM₆C-fMC)+8.7×fCr₇C₃+2.65×fM₆C+14×fMC≤(C重量％)≤0.45×(1-fCr₇C₃-fM₆C-fMC)+8.7×fCr₇C₃+CM₆C×fM₆C+14×fMC

此外，本发明的Cr、Mo、W、V等的添加量，通过在CrMar：6.5～12重量％、(MoMar+WMar)：2～4重量％、V：0～0.6重量％的范围内，设定最佳的f Cr₇C₃、fM₆C、fMC的碳化物量，可以根据上述计算方法进行计算。

还有，考虑到铁系烧结滑动材料的原料粉末的到手难易程度，在考虑其经济性的情况中，上述原料粉末按所定比率混合进行使用为佳。此外，通过在铁系烧结滑动材料的基材合金钢粉末中，添加Cr、Mo、W、V粉末和高合金粉末，对组成进行调整，使得平均粒经在40μm以上的粗大化的Cr₇C₃型碳化物、M₆C型碳化物以及MC型碳化物容易地进行析出，从而改善耐磨损性和耐烧结性，所以使这些粗大碳化物中的一种以上，以3体积％以上进行析出分散为佳。

为了进一步改善上述铁系烧结滑动材料的耐磨损性和韧性，开发出的多层烧结滑动部件，具有如下特征，至少含有C：0.8～3.4重量％、Cr：9～28重量％、Mo：5重量％以上(Mo+W)为5～18重量％、V：0～5重量％，在固溶碳的浓度为0.2～0.45重量％的马氏体相中，5～25体积％的Cr₇C₃型碳化物和5～25体积％的M₆C型碳化物以及0～5体积％的MC型碳化物，以碳化物总量为10～40体积％析出分散，此外还根据必要，使其含有Si、Mn、Ni、P、S、B、N、Ti、Co、Cu、Al等的合金元素中的一种以上的铁系烧结滑动材料在高强度的铁系里衬金属上进行烧结接合而成。

还有，为了进一步改善上述铁系烧结滑动材料的耐磨损性，并且为了作为适用于上述浮动密封板用的铁系烧结滑动材料，是一种10～25体积％的Cr₇C₃型碳化物、0.5～5体积％的MC型碳化物、和耐烧结性优异10～20体积％的M₆C型碳化物进行分散的碳化物总量为20～40体积％进行分散的铁系烧结滑动材料，至少含有C：1.34～3.4重量％、Cr：11～28重量％、Mo：8重量％以上(Mo+W)为8～16重量％、V：1～5重量％为佳。还有，作为上述推力轴承用的铁系烧结滑动材料，为5～10体积％的Cr₇C₃型碳化物、0.5～5体积％的MC型碳化物、和耐烧结性优异5～10体积％的M₆C型碳化物进行分散的碳化物总量为10～20体积％进行分散的铁系烧结滑动材料，至少含有C：0.8～2重量％、Cr：9～20重量％、Mo：4.5重量％以上(Mo+W)为4.5～12重量％、V：1～4重量％为佳。

为了进一步改善上述铁系烧结滑动材料的耐磨损性，开发出的多层烧结滑动部件，具有如下特征，至少含有C：1.5～3.2重量％、Cr：7～25重量％、Mo：3.5重量％以上(Mo+W)为5～15重量％、V：3～8重量％，固溶碳的浓度为0.2～0.45重量％的马氏体相中，5～20体积％的Cr₇C₃型碳化物和5～20体积％的M₆C型碳化物以及5～15体积％的MC型碳化物，以碳化物总量为15～50体积％析出分散，此外还根据必要，使其含有Si、Mn、Ni、P、S、B、N、Ti、Co、Cu、Al等的合金元素中的一种以上的铁系烧结滑动材料在高强度的铁系里衬金属上进行烧结结合而成。还有，为了改善强韧性碳化物总量优选调整为15～35体积％。

此外，上述铁系烧结滑动材料中所含有的Ni、Mn、Cu，如上所述，为使奥氏体稳定化的元素，对淬火温度的低温化有效，并且可以提高烧结性，此外，还有助于，在铁系烧结滑动材料中形成残留奥氏体，改善滑动面的跑合性，抑制热裂纹的发生，改善烧结性。但是，过量添加，会使残留奥氏体增加，导致耐磨损性恶化，还有，Ni是高价元素，所以添加范围为1～5重量％，Mn是容易损害烧结性的元素，所以添加范围为1～2重量％，此外，Cu是可以提高烧结性的元素，所以添加范围为0～10重量％。

还有，Ni通过与Al、Mo共存，显示出了回火处理的时效硬化性，此外，通过使其与Cu共存添加，使其的时效硬化性得到促进，所以这些合金元素进行积极地添加为佳。

还有，通过Co为2～12重量％的添加，马氏体母相的居里点升高从而提高马氏体相的抗回火软化性，还有，如上所述，通过添加Si：0.5～3.5重量％、Al：0.2～2.0重量％，可以提高马氏体相的抗回火软化性，但是由于Si具有降低Mo、W、V的抗回火软化性的作用，所以在1.5重量％以下的范围进行使用为佳。

具体地说，使用含有1～5重量％的Ni、1～2重量％的Mn、2～12重量％的Co以及0.2～1.5重量％的Al的群中任选一种以上的铁系烧结滑动材料为佳。

在上述铁系烧结滑动材料与高强度的铁系里衬金属进行烧结接合而成的复合烧结滑动部件中，其铁系烧结滑动材料，至少对其进行相对密度为95％以上的致密化处理，没有气体或润滑油的泄漏，并且淬火后具有HRC55以上的硬度，并且在上述里衬金属上十分坚固地进行接合为佳。因此，开发出多层烧结滑动材料，具有如下特征，在其烧结接合过程中，添加使液相成分成分发生的0.1～1.5重量％的P和0.01～0.2重量％的B中的一种以上，从Fe₃P、Cr₃P、FeMoP、V₂P以及FeTiP构成的组中的一种以上的化合物，以10体积％以下进行分散的铁系烧结滑动材料经烧结接合而成。

还有，P的添加，对于铁系烧结滑动材料的致密化和烧结接合性的改善有效，烧结性的改善，更明确地表现在通过0.1重量％为添加量下限，通过0.5重量％以上的添加，Cr₂P、FeMoP、V₂P、FeTiP等的磷化物析出分散，从而改善耐烧结性，但是添加过量的P，成为脆弱化的原因。因此，1.5重量％为P的添加量上限。

还有，与P同样，B的添加对铁系烧结滑动材料的致密化和烧结接合性的改善有效，但0.2重量％以上的添加容易出现脆弱化。因此，最佳的B的添加范围为0.01～0.2重量％。

此外，从同样的改善烧结接合性的观点，和提高上述耐热裂纹性的观点出发，开发出的多层烧结滑动材料，其特征如下，在上述铁系烧结滑动材料中，使软质的Cu基合金相以粒子状态按1～10体积％进行分散，可以提高滑动面的跑合性，此外，在滑动中，容易形成局部的储油箱。

还有，作为Cu基合金，从改善滑动特性的观点出发，使其含有Sn、Al、Si、P、Fe、Ni、Ti中的一种以上并且总量为5～15重量％为佳。

此外还有，所开发的多层烧结滑动部件，其特征如下，使Mo金属粒子、W金属粒子以及石墨粒子中至少一种以1～10体积％进行分散，由于上述的一种，被Cu或Cu合金相所包围，所以通过Mo、W金属固有的固体润滑性而改善铁系烧结滑动材料的耐烧结性。

还有，使Mo以及W至少一种的金属相粒子与Cu粒子或Cu合金粒子共存的理由，是因为Mo以及W至少一种的金属粒子，在烧结接合时，可以防止与铁系烧结滑动材料的反应。在此时的铁系烧结滑动材料中，预先将Cu成分调整到饱和状态为佳，但是在与铁系烧结滑动材料的局部进行反应情况中，M₆C型碳化物、Mo₂C碳化物以及MC型碳化物(WC)中的至少一种能够改善耐磨损性，从而进行选定。

此外还有，所开发的多层烧结滑动部件，其特征在于，在上述高密度烧结接合的铁系烧结滑动材料的滑动面中，平均粒经为0.03～3mm的经闭塞化的气孔以1～10体积％进行分散而形成，滑动面的润滑性得到改善。上述气孔作为储油箱进行有效作用的起始气孔的量为1体积％，气孔量过多则会减弱铁系烧结滑动材料，所以其上限为10体积％。还有，参考含油轴承的滑动面的气孔量，则将气孔量优选调整为3～10体积％。还有，上述气孔的平均直径，根据多层烧结滑动部件的用途，而进行调节。例如，在上述多层浮动密封板中，调整其为密封板面宽度的大约1/2宽度左右，更具体地说，是在1mm以下，优选调整为0.5mm以下。

还有，作为使上述尺寸的闭塞气孔的成形方法，在上述铁系烧结滑动材料用原料粉末中，适当的配合尺寸合适的SiO₂和Ni氧化物粒子。Co氧化物粒子、Cu氧化物粒子、Fe氧化物粒子、Mo氧化物粒子、W氧化物粒子(中空粒子、粒状粒子也可)等，成型，烧结时，这些氧化物粒子与碳发生还原，残余成分被固溶至铁系烧结滑动材料中，通过此方法，可以很容易地形成气孔。还有，平均粒经为0.1～1mm的SiC、Cu、树脂等在预先进行混合、成型、烧结过程中，在烧结滑动材料中进行固溶，或者使其消失从而也可以形成。上述SiO₂、Cu、树脂为短纤维状的易加工的原材料，也可以使用这些短纤维形成气孔，但这些气孔有必要形成上述闭塞化气孔。

此外，使上述闭塞气孔进行分散，在制造成本上易偏高和由于偏析难以确保均一的分散性，易降低上述的铁系烧结滑动材料的强度。因此，开发出的多层烧结滑动部件，其特征在于，上述铁系烧结滑动材料的混合粉末的成品的，至少在滑动面中，形成有3～10面积1％的凹部状的储油箱，烧结接合而成。还有，在上述多层浮动密封板中，上述凹部的尺寸，为将上述密封板横置不引发漏油的尺寸，大约在密封板宽度的1/2以下或者密封板宽度方向(密封板的宽度方向)的1mm以下，优选为0.5mm以下。

此外，作为碳化物的形成元素的Zr、Nb、Hf、Ta等和其他的Ca、S、N在必要的范围内也可以添加。

还有，上述铁系烧结滑动材料，从烧结接合温度到1100℃以下，优选为在900～1000℃的淬火温度进行降温，经气体淬火而进行使用。为了恢复马氏体系拿过的韧性和弯曲强度，使用在150～600℃进行了回火处理的回火马氏体相为佳。

还有，通过550～580℃的高温回火处理所致的回火二次硬化，硬化为HRC65以上时，在上述浮动密封板中，初期的跑合性差，易发生初期的漏油。所以，在本发明中，回火的上限温度设定为500℃以下为佳。因此，作为本发明的制造方法，在烧结接合后，在900～1100℃在炉内经降温保持后，进行气体冷却，形成马氏体相，其多层烧结滑动部件在150～500℃进行一次回火处理更利于经济性。

随着上述铁系烧结滑动材料中的碳化物的量增加到5体积％以上，其烧结滑动材料的耐磨损性和耐烧结性得到改善。但是，随着其碳化物的增加，强度的恶化和韧性的恶化成为不可避免的问题，如上所述，对于容易受到偏载荷作用的推力轴承，特别是弯曲强度和其最大挠度量非常重要，希望能够确保400MPa以上的弯曲强度(200MPa以上的接合面的破断强度)和其破断时的最大挠度量在0.4mm以上。因此，上述的铁系烧结滑动材料中的碳化物总量调整为30体积％以下，并且上述经淬火的铁系烧结滑动材料进行一次回火处理为佳，碳化物总分散量优选在20％以下，有利于经济性。

还有，上述铁系烧结滑动材料的烧结接合后的淬火操作，在烧结接合后，如上所述，在1100℃以下或者900～1100℃进行降温、保持后，进行气体冷却的淬火操作，铁系烧结滑动材料充分地得到淬火硬化。铁系里衬金属，使其具有铁素体、珠光体、贝氏体、马氏体相的混合组织，防止烧结接合而成的铁系烧结滑动材料的热裂纹、剥离的发生为佳。上述铁系烧结滑动材料，Cr₇C₃型碳化物、M₆C型碳化物以及MC型碳化物的总量以5～25体积％进行分散为佳，但是配合滑动材料为渗碳淬火、高频淬火部件时，考虑到对于配合滑动材料的破坏性，碳化物总量以5～15体积％进行分散为更佳。此外，在圆筒状的里衬金属的一个端面设置有轴环部的推力轴承中，由于其圆筒部有必要压入作业机主体进行固定，所以里衬金属的硬度至少在维氏硬度Hv170以上为佳，为了具备铁系烧结滑动材料的弯曲强度的下限值的屈服应力，由硬化为Hv240以上的钢材所构成为佳。还有，在上述铁系烧结滑动材料的滑动面上，使其含有闭塞气孔以及凹部的至少一种在1～10面积％，优选为3～10面积％，由此，闭塞气孔或凹部发挥作为滑动面的储油箱(润滑剂的滞留场所)的作用，从而能够提高耐热裂纹性。

此外还有，在圆筒状里衬金属的一个端面设置有轴环部的推力轴承中，通过显著地改善推力面的耐烧结性和耐热裂纹性，可以使对推力面的润滑剂的供脂间隔延长到500hr以上。因此，此推力轴承，与现有的所使用的经高频淬火法或渗碳淬火法制造而成的推力轴承相比，是一种更易于维护的推力轴承。由于在圆筒状里衬金属的内周面种圆筒轴瓦(轴承)进行了一体化，所以有必要延长此圆筒轴瓦的供脂间隔。因此，所开发的多层烧结滑动部件，具有如下特征，在上述多层推力轴承的圆筒状的内周面，由具有通气性的铜系或者铁系多孔质烧结滑动材料构成，并且在其气孔中，填充有润滑油或润滑油和蜡类构成的润滑组成物的圆筒轴瓦烧结接合形成一体。还有，这里使用的是铜系或者铁系多孔质烧结滑动材料，但并不仅限与此，也可以使用铜系以及铁系以外的其他的多孔质烧结材料。

还有，与上述推力轴承一样，由于在建设机械的作业机轴瓦(圆筒状轴承)中也是在显著的偏载荷下进行使用，所以即使是上述含有润滑油的铜系或者铁系多孔质烧结滑动材料，其耐烧结性、耐磨损性也不够充分。因此，开发出上述推力轴承用的铁系烧结滑动材料在圆筒状的铁系里衬金属的内周面进行烧结接合形成一体化的多层烧结轴瓦部件。

作为在圆筒型铁系里衬金属的内周面进行一体化的方法，使用上述铁系烧结滑动材料进行压入、热装的方法或在铁系烧结滑动材料的烧结工序中同时进行烧结接合的方法为佳。在采用烧结接合方法时的情况中，铁系烧结滑动材料至少使其含有Al、Cu、Sn、Ti、P的一种以上的合金元素为佳。

随着上述铁系烧结滑动材料中的碳化物的量增加到5体积％以上，其烧结滑动材料的耐磨损性和耐烧结性得到改善。适用于作为建设机械用的减速机装置或滚轮装置的油封装置进行利用的浮动密封板时，有必要进一步确保其充分的耐沙尘磨损性，并且进一步改善其耐烧结性。因此，上述铁系烧结滑动材料中的碳化物总量调整为20～40体积％为佳，碳化物总量优选调整为25～40体积％。

实施例1

(铁系烧结滑动材料的烧结后的平衡组成的调查)

本实施例中，Fe-0.6重量％C-0.3重量％Si-0.45重量％Mn-15重量％Cr-3重量％Mo-1.2重量％V合金粉末，和Fe-0.6重量％C-0.3重量％Si-0.3重量％Mn-9重量％Cr-6重量％Mo-4重量％W-2重量％V合金粉末，和Fe-0.6重量％C-0.3重量％Si-4.5重量％Cr-5重量％Mo-6重量％W-2重量％V合金粉末为基材，此外，用#350以下的Ni、Co、Si、FeAl、FeP粉末以及平均粒经为6μm的石墨粉末进行调整，调整混合成如表1所示的4种类的烧结合金混合粉没(A～D)，此外，在混合调整而成的烧结用混合粉末中，添加3重量％的石蜡，以1.0吨/cm₂的压力进行冲压成形，成形的A、B组成的形成体在1190℃、C组成的成形体在1135℃、D组成的成形体在1230℃分别进行2小时的真空烧结，其后，A～D组成的烧结体在1000℃进行炉冷，保持1小时后，以400torr的氮气进行冷却淬火，其烧结体试验片进行切断研磨后，通过X射线微量分析仪(EPMA)对在马氏体母相和其母相中进行析出分散的碳化物中的各种合金元素的浓度进行了调查。其结果在表2中显示。

【表1】

【表2】

上述烧结合金A、B，为在高Cr的15Cr-3Mo系合金中，添加了3重量％的Co和2重量％或4重量％的Ni的合金，马氏体相(母相)和仅Cr₇C₃型碳化物进行平衡的材料。烧结合金C，提高了Cr、Mo、W的浓度，在马氏体母相中Cr₇C₃型碳化物和M₆C型碳化物进行平衡的材料，烧结合金D，为M₆C型碳化物和仅有的MC型碳化物进行平衡的材料。

表2中的母相、M₇C₃以及M₆C的栏分别表示的是合金元素浓度，KM7表示为Cr₇C₃型碳化物和母相之间的合金元素M的分配系数(Cr₇C₃型碳化物和母相间的合金元素重量％/母相中的合金元素重量％)、KM6表示为M₆C型碳化物和母相之间的合金元素M的分配系数(M₆C型碳化物中的合金元素重量％/母相中的合金元素重量％)、KMM/C表示为MC型碳化物和母相之间的合金元素M的分配系数(MC型碳化物中的合金元素重量％/母相中的合金元素重量％)，通过对这些各合金元素的分配系数进行比较，可以讨论各种合金元素的特征。

还有，使用这些结果，Cr₇C₃型碳化物中的合金元素的浓度和与其平衡的母相中的合金元素浓度的关系在图13中所表示，M₆C型碳化物中的合金元素的浓度和与其平衡的母相中的合金元素浓度的关系在图14中所表示。根据图13以及14，可以得知，相关各元素按一定的比率进行分配，以及，在于铁系烧结滑动材料的组成相异的情况中，分配系数也大致相同。

【表3】

分配系数	Si	Cr	Mo	W	V	Ni	Co	P
									KM7	0	8	2.5	2.5	13	0.1	0.23	0
KM6	2.3	0.95	20	23	5.7	0.4	0.5	2
									KMM/C	0	3.8	3	8.2	119	0.05	0.05	0

还有，各合金元素中的，本发明所使用的Cr₇C₃型碳化物、M₆C型碳化物、MC型碳化物和奥氏体相(淬火后成为马氏体相)间的分配系数在表3中集中显示，可以定量地得知，在各合金元素中，具有如下特征，

(1)Si、Al，在M₇C₃型碳化物中基本上不仅行固溶，基本全量在马氏体相中进行浓缩，从而提高马氏体相的抗回火软化性，

(2)V，与Cr、Mo、W相比，在M₇C₃型碳化物中更多的进行浓缩，有助于Cr₇C₃型碳化物的细化，对M₆C型碳化物很少进行浓缩，在M₆C型碳化物和马氏体相构成的钢材中，容易作为MC型碳化物析出，显著地提高马氏体相的抗回火软化性，

(3)Mo、W，与M₇C₃型碳化物相比，显著的在M₆C型碳化物中进行浓缩，

(4)Cr，在Cr₇C₃型碳化物中显著地进行浓缩，但是基本上对M₆C型碳化物不仅行浓缩，

(5)Ni、Co，与任一种的碳化物相比，在马氏体母相中进行浓缩，还有，通过使用这些分配系数，可以对本发明为主旨的马氏体相的碳，各合金元素浓度进行设定，并且通过设定所分散的碳化物的种类和量，计算出最佳的铁系烧结滑动材料的组成。

基于上述各中合金元素的分配系数，从具有代表性的SKD、SKH工具钢材的成分，可以对从这些钢材的标准淬火温度淬火而成的马氏体母相的组成和碳化物量进行解析，其结果在表4中显示，SKD材料(SKD1、SKD2、SKD11、D7、SKD12、淬火温度：950～1000℃)的马氏体母相，调整为Cr：4.5～7重量％、C：0.65～0.9重量％，Cr₇C₃型碳化物以8～18体积％、MC碳化物以～7重量％进行分散的组织，由于马氏体相中的固溶碳的浓度很高，例如，与耐热裂纹性优异的热加工用工具钢(例如，SKD7、SKD6、SKD61、SKD62)相比并不充分。还有，在SKH材料(SKH2、SKH9)中马氏体相中的固溶碳的浓度为0.5～0.55重量％，相对较高，所以可以得知，不能够实现充分的耐热裂纹性。

在SKD1、SKD2、SKD11等的高碳高Cr系工具钢中的标准淬火状态中，由于10～15体积％的Cr₇C₃型碳化物在固溶有0.5～0.7重量％的碳的马氏体相中进行析出分散，所以马氏体相为高碳，可以得知耐热裂纹性不充分，在本实施例中，烧结滑动部件，具有如下特征为佳，参考SKD材料系的最佳淬火温度900～1000℃的Fe-C-Cr三元状态图(下述的图15)和其状态图的平衡关系(等碳活量)，Cr₇C₃型碳化物为5～40体积％、MC型碳化物为0～5体积％，这些碳化物总量为5～40体积％进行分散，并且调整为马氏体相中的固溶碳的浓度为0.2～0.45重量％，固溶Cr浓度为6.5～12重量％，固溶V浓度为0～0.6重量％的范围，至少含有C：0.9～3.8重量％、Cr：9～35重量％、V：0～3重量％，并且，为了使其满足0.143×(Cr重量％)-1.41+14×MC碳化物的体积分率≤(C重量％)≤0.156×(Cr重量％)-0.58+14×MC碳化物的体积分率的关系，对Cr、V以及C的添加量进行调整，此外，根据必要还使其含有Si、Mn、Ni、P、S、B、N、W、Ti、Co、Cu、Al等的合金元素中的任选一种以上的铁系烧结滑动体经烧结接合而成。还有，这里，为了使其满足0.143×(Cr重量％)-1.41+14×MC碳化物的体积分率≤(C重量％)≤0.156×(Cr重量％)-0.58+14×MC碳化物的体积分率的关系，而对Cr、V以及C的添加量进行调整，但也可以为了使其满足0.143×(Cr重量％)-1.41+0.15×(Si重量％)+14×MC碳化物的体积分率≤(C重量％)≤0.156×(Cr重量％)-0.58+0.15×(Si重量％)+14×MC碳化物的体积分率的关系，对碳量进行调整。

【表4】

因此，为了使其发挥和SKD工具钢同等以上的耐磨损性，使其分散10体积％以上的碳化物(例如Cr₇C₃型碳化物)为佳，并且含有C：1.05～3.8重量％、Cr：12～35重量％的铁系烧结滑动材料为佳。从今一步改善耐磨损性的观点出发，Cr₇C₃型碳化物在15体积％以上，C：1.45～3.8重量％、Cr：14～35重量％为更佳。此外，在适用于浮动密封板的情况时，为了确保最佳的磨损寿命，Cr₇C₃型碳化物为20体积％以上，C：1.85～3.8重量％、Cr：16.5～35重量％为佳。还有，在铁系烧滑动东材料中所添加的Cr的添加量上限，为了确保最佳的耐磨损性和强度，并且鉴于其经济性，Cr₇C₃型碳化物的添加上限为40体积％为佳。

还有，为了能够得到兼备热加工用工具钢的耐热裂纹性的铁系烧结滑动材料，作为其方法，至少，马氏体相中的固溶碳的浓度为0.45重量％以下为佳，此外，马氏体相中的固溶碳的浓度为0.35重量％以下为更佳。即，为了进一步提高耐热裂纹性，由于马氏体相的固溶碳的浓度的上限调整为0.35重量％，所以最佳碳量的上限，如下式。

(C重量％)≤0.156×(Cr重量％)-0.68+14×MC碳化物的体积分率

还有，在容易发生淬裂性问题的高频淬火的方法中，与通常选择0.5重量％以下的碳钢和合金钢相类似。

此外还有，在以Cr₇C₃型碳化物和马氏体相为主体的铁系烧结滑动材料中，在烧结接合后的淬火温度为900～1000℃的情况下，马氏体相中的固溶碳量为0.2～0.45重量％作为条件，对于900℃的Fe-C-Cr三元状态图(图15)中的2条的Tie-LineA、B所包围的铁系烧结滑动材料的Cr重量％的最佳碳量(C重量％)从下式可知。

0.143×Cr重量％-1.41≤(C重量％)≤0.156×Cr重量％-0.58

还有，在图15中，Cr₇C₃型碳化物以10、20、30、40体积％进行分散的组成位置以虚线表示，可以得知，Cr₇C₃型碳化物以10体积％进行分散的条件为，(Cr重量％)≥10重量％，Cr₇C₃型碳化物以40体积％以下进行分散的条件为，(Cr重量％)≤35重量％。

此外，如本发明人在特愿2002-380203号中所记载，通过进一步提高马氏体相的抗回火软化性，能够显著改善边界润滑下的、并且有沙尘的侵入的滑动面的耐烧结性和耐磨损性。还有，通过600℃的回火处理，能够维持HRC50以上的硬度为佳，优选为HRC55以上。还有，马氏体相中的固溶碳的含有量为0.15～0.45重量％时的马氏体相中固溶的各种合金元素适用于上述的回火软化系数ΔHRC式，而进行合金设计为佳。

还有，参考图16(Fe-C-Mo系状态图)，则(Fe、Mo)₆C型碳化物基本不使其析出分散的Mo的最大固溶度为，大约4重量％(at 900、1000℃)，此外，考虑到上述的10～40体积％的Cr₇C₃型碳化物中浓缩的Mo，可以得知希望的Mo的添加量为0.6～6.5重量％。

还有，参考下述的图17(Fe-C-W状态图)，对W也基本上可以进行相同的讨论。对于铁系烧结滑动材料的Mo、W的具体的添加量，大约为0.6～7.0重量％。通过以Mo、W的最有效的提高抗回火软化性的到2.5重量％的量，作为基材相中的最大固溶度，使得Mo、W的添加量为4重量％以下，利于经济性。

还有，V，如上所述，在Cr₇C₃型碳化物中显著地浓缩，从而在马氏体相中留存量极少，所以作为提高基材相的抗回火软化性的元素是没有效用的。由于V显示出了细化Cr₇C₃型碳化物的作用，所以对于马氏体相中V的以最大固溶量0.5重量％进行固溶时的铁系烧结滑动材料的V的添加量，为1.1～3.9重量％(10～40体积％Cr₇C₃型碳化物)在以Cr₇C₃型碳化物为主体进行分散的铁系烧结滑动材料中，含有4重量％以下，有利于经济性。

在以M₆C型碳化物为主体，此外MC型碳化物进行分散的SKH系烧结滑动材料的马氏体相中的固溶碳的浓度中，参考佐藤、西沢的报告(“金属学会报”2(1963)，P564，第3图随碳化物的固溶基材中总的碳浓度的变化)，则为了调整马氏体相中的固溶碳的浓度为0.4重量％以下的简便的方法，为设定烧结接合后的淬火温度在900～1100℃的范围。与通常的SKH系高速钢的淬火温度的1200～1350℃相比，是一种显著的在低温侧进行淬火操作的方法，这是本发明的基本之一。

此外还有，使用上述的Fe-C-Cr系状态图进行相同的讨论，基于图16和17所示的Fe-C-Mo、Fe-C-W系状态图可以展开，与M₆C型碳化物平衡的马氏体相的碳固溶度为0.15、0.45重量％的Tie-Line A、B，如同图中数值变化所示。与Fe-C-Mo系和Fe-C-W系状态图进行比较，则Fe-C-W系的Tie-Line的斜度为Mo的大约1/2，由于与M₆C型碳化物平衡的马氏体相中的Mo、W的重量％浓度基本相同，所以Mo与W共存添加时的M₆C型碳化物和马氏体相的组成平衡关系为0.5×W重量％＝Mo重量％，从Fe-C-Mo系状态图可以读取，从而得知。从上述Tie-Line A、B所数值化的铁系烧结滑动材料中的最佳碳浓度(C重量％)，简略表达为下式。

0.043×(Mo重量％+0.5×W重量％)≤(C重量％)≤0.038×(Mo重量％+0.5×W重量％)+0.33

还有，考虑到MC型碳化物，铁系烧结滑动材料(铁系烧结滑动体)的碳含有量，也可以在，0.043(优选为0.05)×(Mo重量％+0.5×W重量％)+14×MC型碳化物体积分率≤(C重量％)≤0.038×(Mo重量％+0.5×W重量％)+0.33+14×MC型碳化物体积分率的范围。此外还有，考虑到Cr₇C₃型碳化物，铁系烧结滑动材料的碳含有量，也可以在，0.043×(Mo重量％+0.5×W重量％)+8.5×Cr₇C₃型碳化物体积分率+14×MC型碳化物体积分率≤(C重量％)≤0.038×(Mo重量％+0.5×W重量％)+0.33+8.5×Cr₇C₃型碳化物体积分率+14×MC型碳化物体积分率的范围。

还有，因此，以Mo为主体进行使用，极力抑制W的添加量，更有利于经济性，此外，从提高铁系烧结滑动材料的烧结性和马氏体相的抗回火软化性的观点出发，可以说以Mo为主体进行添加为佳，W可以不进行添加。

此外，通过使用上述的Mo、W、Cr等的合金元素的分配系数KM6，对马氏体相中的碳、各合金元素的浓度进行设定，并且设定所分散的M₆C型碳化物的量，从而能够计算出最佳的铁系烧结滑动材料的组成。

实施例2

(体系烧结滑动材的烧结接合试验和其滑动性的评价)

图18，表示的是带有轴环的推理轴的试验片形状的剖面图。图19(a)、(b)是摇动试验机的说明图。

本实施例中，使用如图18所示形状的带有轴环的推力轴承，通过图19(a)所示的摇动试验机，以使2试验片的滑动面相接触的方式进行配置，使一个试验片的旋转中心轴相对另一个的试验片倾斜2℃，施与载荷(P)，围绕旋转中心轴反复进行正反方向的旋转的摇动操作。摇动操作为，图19(b)所示，摇动角为120℃、摇动速度为2m/min的循环摇动(横轴：时间，纵轴：时间)。这里，进行单接触状态(上述倾斜状态)下的每1吨载荷500循环摇动试验，以发生耐热裂纹性和耐烧结性时的载荷进行评价。作为比较用钢材，使用的是SUJ2、SKD6、SKD11、SKH9的标准淬火钢材和SCM420H材中表面碳量控制在0.8重量％而构成的，在930℃进行了渗碳淬火处理的推力轴承。

表5以及表6所示铁系烧结滑动体，在S50C碳钢的轴环部，在1130～1280℃的温度范围，进行烧结接合，对其烧结接合性通过超声波探伤法，进行了评价。还有，表5所示的No.20～No.30的铁系烧结滑动材料，以表5所示的No.16的合金钢粉末为基材，此外适当的配合有如下成分，#200筛目以下的Cu、Cu-10重量％Sn、Fe25重量％P、Cu8重量％P、SiO₂破损粉末以及#300筛目以下的Si、Cr粉末、平均粒经6μm的Mo、Ni、Co、Si₃N₄、石墨(ロンザ公司制KS6)粉末，此外0.03～0.5mm的Mo/Cu电镀粒子、石墨/Cu电镀粒子。

【表5】

【表6】

还有，在表5以及表6的配合原料中，添加3重量％的蜡类，使用高速混合机，在100℃经10分钟混合造粒的原料，在成形压力1吨/cm²的条件下，形成如图18所示带有轴环推力轴承上面的环状平板，利用真空烧却炉，在上述烧结温度进行烧结接合后，炉冷至960℃，进行500torr的N₂气体的淬火，此外在200℃进行2小时的回火处理。

在表5以及表6中，所表示的是烧结接合率和热裂纹或烧结发生的载荷。

No.1～6的合金，配合有大量的磷，其添加量为0.9～1.6重量％，以改善铁系烧结滑动材料的烧结性和对于铁系里衬金属的烧结接合性，并且，降低马氏体相中的固溶碳的浓度，通过添加V，使MC型碳化物、Si₃N₄进行分散析出。No.1～6的合金，在No.1(固溶碳的浓度为0.6重量％)和No.2、3、6的比较中，可以得知，通过MC碳化物以及Si₃N₄的分散，从而显著的改善耐热裂纹性。还有，No.1～6的合金，在No.2和No.4、5的比较中，可以得知，通过提高马氏体相中的Mo、Cr浓度，改善抗回火软化性，从而显著地使耐热裂纹性得到改善。

此外，分散有FE₃P、V₂P的磷化物的No.1、2与SUJ2、SKD6、SKD11、SKH9、渗碳淬火钢相比，可以得知，通过磷化物和MC型碳化物的分散，以及，马氏体中的固溶碳的浓度的降低，从而使耐热裂纹性得到显著的改善。

还有，在No.7～23的比较中，可以得知，No.8、10、13、16的马氏体相中的固溶碳的浓度超过0.5重量％的之外的耐热裂纹性都得到显著地改善，此外，如No.20、21所示，可以得知，通过增大Cr₇C₃型碳化物的量，从而使耐热裂纹性得到改善。还有，在No.17和No.19的比较中，可以得知，通过添加Si，降低了马氏体相中的固溶碳的浓度，从而使耐热裂纹性得到改善。还有，在No.14、15中，通过降低马氏体相中的固溶碳的浓度和增加进行分散的MC型碳化物的量，在No.22中，通过Mo、W的添加而使M₆C型碳化物进行分散，此外，在No.23中，通过添加Ni、Co，均显著的使耐热裂纹性得到了改善。

还有，No.16的合金，作为浮动密封板用烧结滑动材料，作为耐腐蚀性和耐磨损性均优异的标准组成进行利用。No.24～No.26，可以得知，在此No.16的合金(马氏体相中的固溶碳的浓度为0.9重量％)的基材中，使Cu粒子或Cu合金粒子进行分散。通过这些的添加，不会成为有损烧结性、烧结接合性的因素，而其耐热裂纹性，与No.16相比，得到了显著的改善。还有，其组织如图20(a)所示，可以得知，Cu粒子以粒状进行分散，有利于滑动时的跑合性的改善。还有，可以得知，添加有Cu10重量％Sn合金的No.25，具有进一步的耐热裂纹性的效果，所分散的Cu粒子的组成，使其含有在铜系滑动材料中适于添加的Sn、Ni、Ti、P等的合金元素中的一种以上，并且为5～15重量％为佳。

No.27为碳化物以外的Si₃N₄进行分散的例。通过使马氏体相的固溶碳的浓度降低为0.4重量％以下，与Cr₇C₃型碳化物共存，从而显著地改善耐热裂纹性。在它和No.6、No.9的比较中，Si₃N₄分散的作用进一步的显示出来。

如图20(b)所示，No.28，在No.16中添加2.5重量％的SiO₂，通过烧结时的碳的强力的还原作用使SiO₂还原，SiO₂粒子的残迹形成气孔，烧结后的烧结材料中的碳量、Si分别调整为2重量％、1.77重量％。其耐热裂纹性，通过SiO₂还原气孔对润滑的促进作用，极其显著的得到改善。

还有，No.29、30，为固体润滑材的石墨、Mo金属相进行分散的例，可以得知，其耐热裂纹性显著地得到改善。因此，能够期待，W、CaF₂等的相同的效果。

No.31～No.36，为M₆C型碳化物为主体进行分散的合金。可以得知，此合金，通过添加P，使烧结性和烧结接合性得到显著的改善，并且，通过磷化物(FeMoP)的分散，使耐热裂纹性得到改善，此外，即使M₆C型碳化物的量增加，也可以改善耐热裂纹性。

图21，是表示No.32的烧结组织的照片以及X射线微量分析仪的分析结果的图。根据图21所示照片，可以得知，烧结时所形成的M₆C型碳化物和MC型碳化物在晶界析出，还有，在降至960℃的淬火温度的降温过程中，在晶内，这些碳化物以及磷化物(FeMoP或V₂P)进行析出。此外，从晶界处析出的M₆C型碳化物和MC型碳化物的X射线微量分析结果(图21中所示)，相对于Si、P从MC碳化物或Cr₇C₃型碳化物显著地被排出，具有向M₆C型碳化物显著地浓缩的特征(从别的分析结果，其分配系数KSi₆、KP₆＝2)。在现有的M₆C型碳化物进行分散的高速钢中，认为Si含有量应限制在0.4重量％以下。其理由为，Si大量添加，由于引起M₆C型碳化物的的熔点下降，而导致淬火温度下降，很难得到为了回火的2次硬化的充分的固溶合金量，此外，促进回火处理的M₆C型碳化物的稳定析出，具有降低Mo、W的改善抗回火软化性的作用。在M₆C型碳化物为主体的本发明范围的铁系烧结滑动材料中，Si、P的添加，因为会提高烧结性和烧结接合性，为了得到上述必要的抗回火软化性的Si添加量的上限限制为1.5重量％，为了更显著的提高烧结性和烧结接合性，设定Si添加量为0.35重量％以下为更佳，对在马氏体相中不能够大量固溶的P、B，此外，还有添加能够促进马氏体相中的Ni-Mo间的时效硬化性的Cu成分为更佳。

No.37～No.39，为Cr₇C₃型碳化物和M₆C型碳化物进行共存的例。在碳的添加量减少，从而降低Cr₇C₃型碳化物，并且降低了马氏体相中的固溶碳的浓度的N0.38，和此外，通过添加Ni增多残留奥氏体的No.39中，耐热裂纹性得到显著地改善。

实施例3

(铁系烧结滑动材料的浮动密封板特性的评价)

图22(a)、(b)是显示烧结接合试验片的形状的图。图23是显示浮动密封板的概图。

本实施例中，实施例2的表5以及表6所示组成的混合粉末，在成形压力1吨/cm₂的条件下，形成图22(a)所示的环状，配置在由SS钢加工成的基材上后，使用真空炉，使烧结层的相对密度在93％以上，在1100～1280℃的温度，进行2小时的烧结接合，经炉冷冷却到960℃后，保持30分钟，在400torr的N₂环境下进行淬火处理，淬火后在200℃进行2小时的回火处理，制成烧结接合试验片。

上述烧结接合试验片，经磨削形成图22(b)的一部分扩大剖视图所示的形状，对图中所示的烧结接合试验片上面的宽度为2mm的密封板面部，进行研磨加工完成后，使用滑动试验机(floating seal tester)，使浮动密封板装置的密封板面相接触，而进行配置的一对密封环作为上述烧结接合试验片，变更密封板面的载荷、旋转速度，对大气中的耐热裂纹性和耐烧结性进行了评价，在含有50重量％的SiO₂的泥水中，对耐磨损性进行了调查。

还有，耐热裂纹性和耐烧结性，在密封板载荷(线压＝载荷/密封板位置长度)为2kg/cm的条件下，通过对滑动抵抗激增的旋转速度进行调查而求出，耐磨损性，在线压2kgf/cm，密封板面的圆周速为1m/sec的条件下，根据经500小时连续试验后的密封板位置的移动量(mm)而进行了评价。还有，在显示有异常磨损性的合金中，线压降到1kgf/cm，对耐磨损性进行了调查，图24和表5以及表6的右栏中，表示的时显示耐热裂纹性的PV值。

还有，作为与上述耐磨损性和耐烧结性的比较材料，为下述材料，Fe-3.4C-1.5Si-15Cr-2.5Mo-1.5Ni和Fe-3.5C-1.5Si-9Cr-6Mo-4.5W-2V-2Ni-3Co的组成的铸铁密封板材料(FC15Cr3Mo、FC9Cr6Mo)以及表6所记载的SKD11、SKH9，其结果在图24和表6中显示。

可以得知，表5以及表6中所示各合金的PV值显示出了，与实施例2进行评价过的耐热裂纹界限载荷基本相同的倾向。

还有，图24中的虚线，表示的是作为建设机械的浮动密封板所希望的耐磨损性的标准。例如，作为建设机械的浮动密封板，希望具有(Cr₇C₃型碳化物+MC型碳化物)以大约15体积％进行分散、马氏体相中的固溶碳的浓度调整为0.45重量％以下的No.3、No.17的烧结合金的耐磨损性，此外，随着碳化物量的增加而进一步改善耐磨损性，所以使其含有Cr₇C₃型碳化物、M₆C型碳化物和MC型碳化物的群中任选一种以上的碳化物在20体积％以上为更佳。

此外，实施例2明确表明，可以得知，具有耐热裂纹性课题的No.13、No.16、No.37和上述高碳高Cr、Mo铸铁，对线压为2kgf/cm的耐磨损性进行评价时，随细微的热烈纹表现出异常耐磨损性，但是在将马氏体相中的固溶碳量控制在0.5重量％以下的烧结合金中，在试验完成后，也没有观察到热烈纹。

实施例4

(铁系烧结滑动材料的抗折强度和韧性)

本实施例中，以实施例2的表5以及表6中所记载的No.16、No.17、No.32的铁系烧结滑动材料为例，对其抗折强度和韧性进行了调查，其结果相对各含有的碳化物体积％在图25中表示。还有，在图25中，No.之后有记号/Temp.的(例如No.16/Temp.)，表示为实施过回火处理的材料。

可以得知，在从960℃的淬火后，通过200℃的回火，使上述烧结滑动材料的抗折强度得到改善，并且最大挠度量变大韧性也得到了改善。特别是，如No.16的马氏体相中的固溶碳的浓度高并且碳化物量多的烧结合金，表现出很强的这种趋势。

还有，在经200℃回火处理的烧结滑动材料中，由于碳化物量越多抗折强度下降，承受大的偏载荷的推力轴承等时的60kgf/mm²左右的弯曲应力作用情况较多，所以碳化物的量在25体积％以下为佳，优选为20体积％以下。如图11所示浮动密封板，由于与密封机构隔着橡胶制的O型环而进行使用，所以其弯曲应力没有超过10kg/mm²。由此，铁系烧结滑动材料中进行分散的碳化物量，可以到50体积％左右，优选在40体积％以下。

还有，如下所述，对奥氏体和Cr₇C₃型碳化物的平衡状态下的各种合金元素M的分配系数KM₇＝(Cr₇C₃型碳化物中的合金元素M重量％浓度/奥氏体相中的合金元素M重量％浓度)进行比较，明确表明，以V＞Cr＞Mo＞W的顺序向Cr₇C₃型碳化物的浓缩倾向增强，V有效地对Cr₇C₃型碳化物进行细化(KV₇：17、KCr₇：6.5、KMo₇：2.5、KW₇：2.9)，Si、Al、Ni、Co的各元素显著地从Cr₇C₃型碳化物被排出，向奥氏体相中进行浓缩的倾向很强。

还有，与刚才同样，对奥氏体和M₆C型碳化物的平衡状态下的各种合金元素M的分配系数KM₆进行比较，明确表明，按照W＞Mo＞V＞Si、P的顺序，向M₆C型碳化物中进行浓缩(KW₆：23、KMo₆：20、KV₆：5.5、KSi₆：2.4)，Cr仅从M₆C型碳化物被排出的奥氏体相中进行浓缩，Ni、Co显著地从M₆C型碳化物中被排出。

还有，如下所述，V在奥氏体和Cr₇C₃型碳化物的平衡时，以奥氏体中的V的浓度的17倍的浓度，在Cr₇C₃型碳化物中进行浓缩。因此，与10、20、30、40体积％的Cr₇C₃型碳化物共存，奥氏体中的V浓度超过0.5重量％，对于为了V使MC型碳化物形成的铁系烧结滑动材料的V的添加量分别计算为1.1、1.7、2.3、3.9重量％以上。在以Cr₇C₃型碳化物为主体进行分散的铁系烧结滑动材料中，通过添加V使MC型碳化物析出，从而改善耐磨损性不利于经济性，V的添加，从防止烧结时的Cr₇C₃型碳化物的粗大化的观点出发，集中在0.5～4重量％为佳。

但是，在以M₆C型碳化物为主体，使MC碳化物进行分散时，V向M₆C型碳化物进行浓缩的量不是很大，所以一边与10、20、30、40体积％的M₆C型碳化物进行共存，一边奥氏体中的V浓度会超过0.5重量％、相对V使MC型碳化物形成的铁系烧结滑动材料的V的添加量分别计算为0.74、0.97、1.21、1.44重量％以上。在以M₆C型碳化物为主体进行分散的铁系烧结滑动材料中，可以得知，通过添加V使MC型碳化物析出从而进一步有效地改善耐磨损性。这是因为，在含有M₆C型碳化物和MC型碳化物合计大约为13体积％的高速钢SKH10(SAET15)中，通过添加V，使MC型碳化物量提高到大约10体积％，从而符合对耐磨损性显著的改善。作为本发明的V的最大添加量，按照MC型碳化物的上限为20体积％，为10重量％。此MC型碳化物大量进行分散时，除V以外，Ti、Nb、Zr等的合金元素也有必要进行大量的添加，但这些合金元素的大量有损于铁系烧结滑动材料的经济性。因此，参考在SKH以外的高速钢中进行分散的MC型碳化物，MC型碳化物在5体积％以下为佳。

还有，在上述铁系烧结滑动材料中添加Ti、Nb、Zr等，使MC型碳化物进行分散时的铁系烧结滑动材料的最佳碳量，有必要添加MC型碳化物所使用的碳量的部分，添加其化学计量学的碳量十分必要。

Claims (2)

1.一种烧结滑动部件，具备里衬金属和在此里衬金属上被固定的铁系烧结滑动体，其特征在于，所述铁系烧结滑动体含有C：1.8～4.5重量％、Cr：12～30重量％、V：3.5～10重量％、Mo：2～6.4重量％，所述铁系烧结滑动体具有马氏体相，所述马氏体相固溶了0.2～0.45重量％的C、6.5～12重量％的Cr，还固溶有选自由1～3.5重量％的Mo以及0.4～0.6重量％的V构成的组中的一种以上，在所述马氏体相中，将相对于所述铁系烧结滑动体整体占10～35体积％的Cr₇C₃型碳化物进行分散，将相对于所述铁系烧结滑动体整体占5～15体积％的MC型碳化物进行分散，碳化物总量为相对于所述铁系烧结滑动体整体占15～40体积％，

所述铁系烧结滑动体含有选自由0.5～3.5重量％的Si、0.5～2重量％的Mn、1～5重量％的Ni、0.1～1.5重量％的P、S、0.01～0.2重量％的B、N、2～12重量％的Co、1～10重量％的Cu及0.2～1.5重量％的Al构成的合金元素组中的一种以上。

2.一种烧结滑动部件，具备里衬金属和在此里衬金属上被固定的铁系烧结滑动体，其特征在于，所述铁系烧结滑动体含有C：1.8～4.5重量％、Cr：12～30重量％、V：3.5～10重量％、Mo和W以总量计为2～6.4重量％，所述铁系烧结滑动体具有马氏体相，所述马氏体相固溶了0.2～0.45重量％的C、6.5～12重量％的Cr，还固溶有选自由以总量计1～3.5重量％的Mo和W、以及0.4～0.6重量％的V构成的组中的一种以上，在所述马氏体相中，将相对于所述铁系烧结滑动体整体占10～35体积％的Cr₇C₃型碳化物进行分散，将相对于所述铁系烧结滑动体整体占5～15体积％的MC型碳化物进行分散，碳化物总量为相对于所述铁系烧结滑动体整体占15～40体积％，

所述铁系烧结滑动体含有选自由0.5～3.5重量％的Si、0.5～2重量％的Mn、1～5重量％的Ni、0.1～1.5重量％的P、S、0.01～0.2重量％的B、N、2～12重量％的Co、1～10重量％的Cu及0.2～1.5重量％的Al构成的合金元素组中的一种以上。

Images