CN1086218C

CN1086218C - 陶瓷滑动部件

Info

Publication number: CN1086218C
Application number: CN95191086A
Authority: CN
Inventors: 西冈隆夫; 山际正道; 佐藤武; 竹内久雄; 山川晃
Original assignee: Sumitomo Electric Industries Ltd
Current assignee: Sumitomo Electric Industries Ltd
Priority date: 1994-11-14
Filing date: 1995-11-13
Publication date: 2002-06-12
Anticipated expiration: 2015-11-13
Also published as: WO1996015359A1; EP0742348B1; CA2181060C; CA2181060A1; CN1137819A; EP0742348A4; US5770322A; DE69533280D1; KR100246703B1; EP0742348A1

Abstract

本发明提供一种将具有隆起形状滑动面的滑动面构件接合在母材上的滑动部件，尤其是汽车发动机的气门阀类部件、凸轮从动件或摇臂等滑动部件及其制造方法。其结构为将形成滑动面的陶瓷和金属母材接合而成。陶瓷是按JIS R1601的4点弯曲强度为500MPa以上的，金属母材主要是钢，优选至少其表面具有马氏体组织，硬度H_RC＞45的。使用金属或金属陶瓷中间层。隆起形状的陶瓷等滑动面构件的接合和金属母材部分的形成是同时进行。接合后通过加热对金属母材滑动面进行硬化处理。可以廉价地提供没有裂纹等缺陷、隆起量大的滑动部件。

Description

陶瓷滑动部件

本发明涉及汽车发动机的气门阀类部件、凸轮从动件和摇臂、轴承等要求耐磨损性的滑动部件，特别是涉及由金属母材和陶瓷滑动构件结合起来的结构组成的部件。

技术背景

近年来由于地球环境问题而强化对汽车排气的管制成为当务之急，尤其是在柴油发动机中，对减少NO_x(氮的氧化物)和P/M(微粒物质)进行了研究。作为其对策研究了在发动机排气系统上附设一个EGR(排气循环)以使NO_x减少，但由于因排气成分的循环而导致发动机机油的化学劣化和P/M混入而引起油污染，并因此而产生发动机滑动部件的异常磨损问题。

以前一直是从滑动面的耐磨损性好和滑动阻力小的观点来选择滑动部件的材料，作为滑动部件，利用特性优良的单一材料，或者制成使用它的接合体而达到实用化。

近年，具有优良滑动特性的陶瓷引起重视尤其是出现了使陶瓷与金属材料接合以便使陶瓷处于条件苛刻的滑动部位的实用例。

例如，作为相应于发动机的高功率化和排气法规所引起的润滑条件下恶化的对策，如特开平2-55809中所述，在发动机用挺杆中将滑动特性优良的陶瓷接合在凸轮滑动部位上。

一般在机械滑动部件中为了防止一端接触(片当)构成两个相对滑动面的一方不是平面而是在其中央部相对于外缘部位呈稍高(数μm～数10μm)的凸状隆起面形状。

该隆起面形状，通过机械(研磨)加工或特开昭63-289306中所述的用金属外镶陶瓷，利用其紧固力使陶瓷弹性变形的方法，以及预先将待烧结体加工成隆起面的形状然后再烧结，将烧结的面直接用作滑动面的方法〔自动车技术Vol.39，No.10，(1985)P1184〕等方法形成。

然而，由于隆起面的形状是三维形状，因此机械加工时需要花费高成本。

而且，用外镶方法时，由于结构、加热温度等而限制了隆起量。

预先将待烧结体加工成隆起形状后再烧结，将烧结面直接用作滑动面的方法中，由于烧结时收缩而产生隆起形状的面发生变形而使尺寸精度降低的问题。

作为降低机械(研磨)加工成本的方法，例如在特开昭63-225728号公报中公开了一种在滑动面上的加热接合热膨胀系数比接合母材小的耐磨损性构件，因热膨胀系数的不同而在滑动面上造成隆起形状，从而不经研磨等机械加工就能形成隆起面、防止滑动时一端接触的低成本滑动部件的制造方法。该公报还公开了使用氮化硅、碳化硅、氮化铝一氧化铝一氧化硅(サイアロン)等陶瓷材料作为耐磨损性构件。

作为与此相关的技术，特开平2-199073号公报和特开平4-2672号公报中公开了，通过对钎焊和金属的选择和热处理(接合)方法的研究，借助热应力防止裂纹产生的同时还可维持金属部分的特性。

另一方面，除了对排气加以管制外，提高效率也是当务之急。发动机的高效率化不可避免地会使滑动部位的面压上升，随之要求滑动部位有大的隆起量。

按照上述技术，可以制作出主要滑动面是用具有隆起面的陶瓷形成的同时仍然可保持成为辅助滑动部位的金属部位硬度的滑动部件，但是，要控制滑动面的隆起量是困难的，除此之外还由于使用马氏体相变和低温下固化的钎焊材料，而存在陶瓷-金属母材的热收缩率差别小而使热应力减少，以致不能增加隆起量的问题。

作为解决这些问题的方法，特开平4-203206号公报中公开了，在焊接后的挺杆的滑动面上加荷重使金属部位塑性变形的方法，特开平6-92749号公报中，在陶瓷和金属中间夹一中间层以调整隆起量。然而，这些方法对增加隆起量都是有限的。

另一方面，在这种滑动部件中，往往还有使用陶瓷部分以外的滑动部分，或者整个部件都要求滑动特性的情况，因此为了提高金属材料的滑动特性，施以硬化处理。

因此，在先的特开平2-55809和特开平2-199073，特开平4-2672，特开平5-18213、特公平5-72354中公开了，利用陶瓷和金属加热接合时的加热和冷却进行金属部分的硬化处理。

然而，利用上述加热接合的硬化处理时，与通常硬化处理中所用的淬火处理相比，主体滑动部位上负载的加热温度不相同，往往也得不到为滑动特性所需要的硬度，而且冷却方法也特殊，适合这种方法的金属材料的种类受到限制，而且这种材料(例如JIS SNCM 630等)是难以加工的材料，存在成本高的问题。

为了避免这种成本增加，部分地使用本材料，其它部分使用容易进行加工的廉价材料制作，但是即使在这种情况下，二种材料的接合和对接合部位进行加工等工序的增加也会导致成本增高的问题。

本发明的目的在于提供一种能解决上述问题的廉价滑动构件及其制造方法以及使用该构件的装置，其特征在于，为滑动部件主体的金属部位赋予滑动时的耐磨损性的同时，在滑动面的至少一处的主滑动面上形成高性能而且有大隆起形状的滑动部位，特别是由陶瓷构成的滑动部位。

发明的公开

本发明涉及以下各个方面。

(1)在由氮化硅类材料构成的滑动面构件上接合热膨胀率比该滑动面构件大的金属母材，在滑动面构件的滑动面上具有相对于滑动面最大长度为0.152-0.4％(称为隆起比率)的最大高度的隆起形状的滑动构件。

按照本发明，滑动面构件上的这种隆起形状，是通过在该构件与金属母材接合的工序和/或与该工序不同的另一工序中，将双方组合起来后加热，利用两者的膨胀差异而形成的。

滑动面构件，只要是其热膨胀率比母材金属小的就行，但必须选择能与金属母材接合并在其滑动面上形成上述范围隆起形状的氮化硅类陶瓷的滑动面构件。而且，还必须是不会因为这种加热而使滑动面构件本身以及与金属母材接合部位产生劣化。损伤的滑动面构件。而且在滑动时必须耐环境及负荷的影响。实用条件是在较低温下滑动时的面压较低的情况下，以尽可能轻量的母材为好，例如可使用铝基金属原材料。如果没有必要轻量化，则也可在金属母材上使用钢，将其热膨胀率比金属母材低的氮化硅类材料用作滑动面构件。

如上所述，本发明滑动部件的滑动面构件和金属母材的原材料的组合，根据用途而有种种考虑方案。作为隆起面形状，规定它在滑动面构件的滑动面上，具有相对于滑动面最大长度为0.152-0.4％的最大高度。

以此为例，使用作为本发明对象的隆起形状滑动构件之一即图1中示出的柴油机商用车的气门阀类OHV方式的挺杆进行说明。图1的滑动面材1和金属母材2通过普通的接合钎焊材料(Ag焊材)加热接合，冷却后由于滑动面材1和金属母材2的热膨胀不同而在滑动面上形成隆起面形状。另一方面，图1中示出的挺杆部件中，与凸轮部件3和进行滑动的滑动面同样防止滑动面5和推杆4之间的偏磨损，对于EGR机构的适用尤其重要。因此，在防止凸轮部件3和滑动面材1之间产生一端接触的同时，施以相对于接合面的最大长度为0.152-0.4％的最大高度的隆起形状，则可以通过凸轮部件3强制使滑动面材1旋转并防止偏磨损。如果该值不足0.1％，则由于凸轮部件3施加在滑动面1上的旋转力不够，成为滑动面5产生偏磨损的原因；如果超过0.4％，则由于隆起面变大而导致滑动面材变形，从而在滑动面材圆周部位产生高的拉伸应力，这样会对滑动面材带来破坏，因此是不利的。作为本发明对象的滑动构件，像上述挺杆那样是一种以压滚对方材料的的滑动为主体的构件，相对于这种类型的滑动构件，像挺杆那样在滑动面上承受高的面压一会儿是重负荷，另一会儿又是轻负荷的滑动面的形状，最好是一种可认为在该规定范围内能够防止因旋转力的传递而引起偏磨损的形状。

尤其是作为汽车发动机的气门阀类的滑动部位，例如凸轮从动件和摇臂、轴承等在苛刻的负荷条件下要求具有耐磨损性部分的滑动构件，尤其是在金属母材的主滑动部位上接合本发明的隆起形状滑动面构件作为挺杆等滑动构件使用的情况下，最好是将高耐磨损性和低滑动阻力的氮化硅类陶瓷用作滑动面构件。此时按照本发明，与金属母材接合的滑动面构件整体都是陶瓷，按上述范围的隆起比率来实施隆起面。

本发明中赋予这种氮化硅类陶瓷滑动面构件以隆起形状，如上所述，是利用滑动面构件和金属母材的热膨胀不同(利用陶瓷滑动面构件这一方的热膨胀率比金属母材小)，在接合工序和/或与该工序不同的另一工序中，将两者组合起来后进行加热而形成。

因此，这种结构上的组合必须是耐这种加热温度，不会因隆起变形而引起损伤，不会因这种变形产生的应力而导致与金属母材的接合部位产生损伤。

作为这种陶瓷，因此，本发明中使用按照JIS的室温4点弯曲强度为50kg/mm²以上，而且显示出耐热冲击性的温度差为800℃以上且耐上述隆起形状加工时的热应力，而且滑动时的耐磨损性优良的氮化硅类陶瓷作为滑动面构件。

选择氮化硅类材料作为滑动面构件是因为考虑以下3点：(1)热膨胀系数小，在接合时能稳定地形成隆起面形状，(2)强度比较高可耐受形成隆起面形状时所产生的拉伸应力，(3)硬度比较高，耐磨损性优良。进而本发明中作为滑动面构件使用的氮化硅类陶瓷优选使用其室温下按JIS规定的4点弯曲强度为100kg/mm²以上，显示出耐热冲击性的温度差为800℃以上，室温的夏氏冲击值为15KJ/m²以上，而且在滑动面上开口的气孔面积率相对于滑动面面积为0.5％以下的氮化硅类陶瓷。进一步优选使用按JIS规定的4点弯曲强度为130kg/mm²以上的陶瓷。

此种情况下，在滑动表面上开口的气孔面积率之所以规定成相对于滑动面面积为0.5％以下，是因为设置EGR机构时发动机油中混入P/M成分(碳黑和SO₃等)，容易在滑动面及对方滑动面上产生磨损。

之所以在滑动面构件中选择强度高、耐冲击性也高的陶瓷，是因为将这种材料用例如较高固相点的钎焊材料接合到金属母材上时它们在承受升降温时以及为了赋于本发明范围内的隆起面形状而进行加热时的升降温时的热冲击、伸缩的应力，对其自身不产生损伤是重要的。此外，还必须耐受滑动时万一遇到的冲击荷重。

其次，选用氮化硅类陶瓷作为滑动面构件时，在形成上述滑动面最大高度的隆起形状的同时，将隆起形状部位也就是固定的滑动部位的厚度(t)相对于隆起形状部位的滑动面最大长度(l)的比率定为0.01～低于0.05(即1％-低于5％)。

用作为本发明一实施例的图2中示出的挺杆部件说明上述要求。当图2所示的滑动面材1的厚度t与接合面最大长度l的比率不足0.01时，由凸轮部件施加的冲击力，容易对滑动面材1造成破坏。另一方面，如果超过0.05，则在形成隆起面形状时滑动面材1的变形阻力变大，导致在例如陶瓷上增加了大的拉伸应力，以致难以得到稳定的隆起形状。

而且，作为本发明的滑动面构件，使用上述4点弯曲强度为100kg/mm²以上具有特殊高强度·高冲击强度的氮化硅陶瓷，例如采用图2那种滑动部位支承结构时，除了上述最大高度的隆起形状和相对于滑动面最大长度(l)的隆起形状部位的滑动面材厚度(t)之比外，还应将按垂直于母材接合面的中心线(c-c)切开的最小厚度f(也就是图1中成为推杆部件4和母材的滑动面的母材最小厚度部位的厚度)与滑动构件厚度t之比率设定为0.5以上。

按照这种规定的比率，在形成隆起形状的过程中母材2难以发生变形，再现性良好，可以获得稳定的滑动部位的隆起形状

(3)其次作为本发明对象的整个滑动面构件中，其滑动面表面粗糙度，按照JIS规定的十点平均高度的粗糙度，最好在0.4μm以下。

如果十点平均高度粗糙度超过0.4μm，则容易引起滑动构件的对方材料表面产生磨损。尤其是像挺杆这种重负荷(面压)下的滚压场合，容易损伤作为对方材料的凸轮部件。例如挺杆的隆起形成滑动面如上所述是陶瓷、并且凸轮部件是淬火钢时，凸轮部件会因为与陶瓷之间的滑动产生选择性磨损，因此是不利的。

(4)进而作为本发明对象的滑动面构件的滑动面形状必须符合前述隆起比率范围0.15-0.4％内的同时，还希望将滑动面的隆起形状的周边曲率控制在中央附近曲率(称为曲率比)的0.8倍以下(即80％)。

通过这种控制则可降低因热应力引起的拉伸破损的危险性。因此，通过减小这种曲率比例，可以作为陶瓷滑动面构件使用而不会产生损伤。

(5)作为本发明的金属母材，是由一些热膨胀率比滑动面构件大的材料组合而成，只要是通过加热在滑动面构件上形成的隆起比率在上述的0.152-0.4％范围内，任何材料都行，但作为构成在该母材的一部分上加载重负荷的上述挺杆的构件利用时，优选的金属母材是钢。进而，即使在钢中，优选成为滑动面的部分的表面具有马氏体组织、硬度H_RC为45以上的钢。

为了对钢的母材滑动面进行部分硬化或全体硬化，将渗碳处理和表面淬火适宜地组合起来进行。之所以要将母材的硬度规定为上述水平，是因为不足H_RC45时，例如当作为挺杆和凸轮那种如图2所示的滑动构件使用时，图2的推杆部位经常在高的面压下进行滑动，其磨损变大，对滚压滑动时旋转驱动的旋转精度带来不利影响，挺杆母材本身容易变形，继而进行滚压滑动的挺杆容易产生偏磨损。

但是，母材的硬化处理，通常是仅在施加滑动负荷的部位局部进行即可。

例如，在图2的挺杆中用钎焊将滑动面构件接合后进行表面淬火的情况下，必须进行油冷·空冷的快速冷却，预先在更高的温度下进行钎焊接合以使钎焊部位没有松驰现象，必须选择具有能耐这种快速冷却的耐热冲击性，而且耐变形、在接合部位周围不产生损伤的滑动面构件。陶瓷的情况下，必须选择适应于这种钎焊时及母材表面淬火的温度差而具有前述耐热冲击温度差和弯曲强度的适宜构件。

也就是，必须选择表示耐热冲击性的温度差在800℃以上时弯曲强度为100kg/mm²以上的特殊氮化硅类陶瓷。

本发明中准备预先经过全体渗碳处理的钢制母材，将滑动面构件与其加热接合后，可以再次仅在主体要求滑动特性的部分进行表面淬火。也就是，在这种情况下，对金属母材施以公知的渗碳处理，一旦经过加热接合后的淬火处理，主体自身的表面被硬化，因此滑动特性比未处理材料更高，而且内部组织具有韧性，作为滑动部件具有充够的强度来对付冲击荷重。

由于进行以上的硬化处理，成为经过硬化处理的钢制母材，有1处或1处以上的滑动面，该滑动面的至少1处通过加热接合安装在主体上，即可获得具有多个滑动面的本发明滑动部件。也就是，例如可将主滑动面作为陶瓷形成滑动面构件后加以固定，另外还可同时构成由经过硬化处理使H_RC为45以上的金属构成的滑动部位。

通过选择硬化处理对象材料和相应的处理条件，也可制得符合滑动面实际滑动条件的复合结构的滑动面构件。

也就是，按照本发明，利用表面淬火时的发热而引起的钢部位软化和马氏体变态而引起的体积膨胀，即可在部分的滑动部件中形成任意的滑动面。而且施以表面淬火的地方，可以根据赋予隆起的滑动面所在区域适宜地选择，赋予的隆起量可根据表面淬火方式和方法(加热和冷却时间等)、以及使用的钢材种类在更宽的范围内进行控制。

作为主体的钢材，只要是通过渗碳处理和淬火处理后能显示出H_RC为45以上的就行，不受种类的特别限制，但从强度、材料和加工成本方面考虑最好是作为机械结构用钢而广泛使用的碳素钢和添加Ni、Cr、Mo等合金元素的合金钢等。也就是，在本发明的滑动构件中，例如可使用以下材料。

(1)含有0.1重量％以上的C、0.1-0.5重量％的Si、0.2～1.2重量％的Mn，0.1-2重量％的Cr、0.03重量％以下的P+S，作为杂质的0.3重量％以下的Cu，0.25重量％以下的Ni和不可避免的元素的钢材。

(2)含有0.1重量％以上的C、0.1-0.5重量％的Si、0.2-1.2重量％的Mn、0.1-2重量％的Cr、1-5重量％的Ni、0.03重量％以下的P+S、作为杂质的0.3重量％以下的Cu和不可避的元素的钢材。

(3)含有0.1重量％以上的C、0.1-0.5重量％的Si、0.2-1.2重量％的Mn、0.1-2重量％的Cr、0.1-1重量％的Mo、0.03重量％以下的P+S、作为杂质的0.3重量％以下的Cu、0.25重量％以下的Ni和不可避免的元素的钢材。

本发明的滑动部件，在主体的钢材中，能提高淬火性和耐磨损性但高价的添加元素Cr的含量很低，为0.1-2重量％，同样，高价的Ni或Mo，可以不添加或只添加其中的1种，因此可降低成本。Cr的含量优选为0.2-1.5重量％。

添加Ni不会降低钢的强度却能提高粘结强度，但为了有效地发挥其作用，优选其添加量为1重量％以上。然而，Ni的价格高昂，大量添加从成本方面考虑是不利的，因此希望在5重量％以下，优选1-3重量％。此外，添加Ni，由于与Cr的合成效果，而可显著提高淬火性。

添加Mo可提高淬火性，高温下的加工性也很好。从成本考虑，添加量希望为0.1-1重量％，优选0.1-0.3重量％。各元素的添加量最好根据其用途进行调整。

(6)在本发明中，仅用钎焊层通过加热接合将陶瓷滑动面构件固定起来，希望其钎焊层厚度为15-25μm。如果薄于15μm，则会使利用钎焊层接合时的热应力缓冲效果，根据情况而降低。如果超过25μm，则往往导致钎焊层的强度降低。而且在此种情况下，为了接合时陶瓷能耐受其热应力，在母材和滑动面之间，设置与母材和滑动构件都不相同的中间层也是有效的。

该中间层也可根据情况代替钎焊层使用。在使用中间层的钎焊时，上述钎焊层的厚度范围没有关系，但是在该场合，必须能够充分耐接合后的硬化处理才行。

例如也可是Al合金，但这种情况下钢的表面淬火会超过它的熔点因而是不利的，不如高熔点的Cu等为好。而且还必须考虑与陶瓷接合时的亲合性后再选择中间层。通常采取在表面上蒸镀Ti、Zr等活性金属的善后处理。还可根据需要制作薄的多层结构的接合中间层，由此谋求应力缓和。

然而，通常希望将钎焊层和成分不同于钎焊层的中间层复合起来形成复合夹心层的方式。

之所以设置中间层，是因为通过中间夹有该层，可缓和陶瓷上承受的热应力，而且具有在只有钎焊层形成的接合夹心层中不可能达到的隆起量，在加热接合时可按中间层的结构顺序而获得的优点。而且，如上所述，在加热接合对滑动部位进行表面淬火时具有缓冲功能，在实用时还具有缓冲应力的作用。

为了增加隆起量，中间层最好是杨氏模量大于陶瓷的金属或金属陶瓷，更优选其杨氏模量为4.5×10⁵MPa以上的。为了使隆起增大和热应力缓和并存，最好是中间层周围部分的热膨胀系数比中心部位更接近陶瓷的热膨胀系数。而且，中间层周围部位的杨氏模量和屈服应力比中心部位的杨氏模量和屈服应力更低的为好。

中间层最好是具有金属母材和陶瓷中间的热膨胀系数或塑性变形能，其杨氏模量比金属母材低。

陶瓷和金属母材通过钎焊接合，但最好是固相点在700℃以上，更优选850℃以上。在850℃以上进行钎焊时，钎焊材料适宜用不含Cu的例如Ag-Ti系。

为了使接合后不用机械加工，而是通过接合时的操作和冷却时的热应力使形成滑动面的陶瓷的隆起量增大，必须满足以下2个条件。

第1个条件是，存在可能形成隆起面的应力。作为产生应力的方法，考虑在接合时用外加方法和接合后利用热应力的方法。利用热应力时，必须是与金属母材接合的陶瓷和热应力缓和层等部分的热膨胀系数小、与金属母材有规定以上的差异，和，这些部分的刚性要高、也就是要有规定以上的厚度，和，杨氏模量要高。

第2个条件是，具有能耐受因形成隆起面而产生的应力的结构。将陶瓷与金属母材结合的情况下，主要是因冷却时的热收缩而在陶瓷部位产生的拉伸应力使得陶瓷部分常常产生裂纹。这种拉伸应力是引起陶瓷部分变形的原因，因此在需要增大隆起的情况下会出现更为严重的问题。本发明提供在陶瓷部分不会产生裂纹等缺陷却能形成大隆起形状的滑动部件。将陶瓷和金属母材接合时，通常是陶瓷的热膨胀系数小，因此在接合面附近，基本上是在陶瓷侧产生压缩，在金属母材侧产生拉伸热应力。陶瓷材料抗压缩应力强，因此几乎不会因为这种压缩应力而破裂。另一方面，由于这种热膨胀系数的不同，接合体如图3所示，陶瓷1和金属母材2变形，形成隆起面。然而，伴随这种变形，在接合体的周围、垂直于接合面的方向产生拉伸应力(图4)。之所以在接合体上有时产生如图4中17所表示的裂纹，被认为是这种拉伸应力比材料强度高的缘故。这种拉伸应力的大小取决于许多因素，而主要是与前述的变形量有关，因此很难制作出隆起量大的接合体。

既确保大的隆起量又能防止陶瓷破坏的最简单而有效的方法，作为陶瓷材料，选择那些热膨胀系数与金属母材相差大的而且强度高的材料。适合这些条件的陶瓷材料，如前所述，有氮化硅。氮化硅的热膨胀系数为3×10^-6K^-1，与大部分的金属母材有着相当大的差异，强度也很高，因此是最适宜的材料。如上所述，氮化硅中，其强度为100kg/mm²以上的为宜，更优选为130kg/mm²以上。陶瓷的强度值根据测定方法而不同，这是已知的，但本文中表示按照JISR1601规定的4点弯曲强度。氮化硅通常是高强度，使用其中强度为130kg/mm²以上的材料时，即使是在苛刻的接合条件下或淬火加热时也不会急剧地产生裂纹。这种倾向当金属母材是钢材时尤为明显。推论这是因为与高强度陶瓷接合时由于金属母材侧的塑性变形而使应力缓和起着支配性的作用。

使用钢材作为金属母材时，为了确保前述钢材的硬度，或使用上述那种钢材利用马氏体相变来防止由于热膨胀系数差异的实际降低而导致陶瓷产生裂纹，选定钢材的种类及接合条件(尤其是冷却条件)和使用低熔点的钎焊材料的有关内容，已在特开平2-55809号公报中或特开平2-199073号公报中报导过。按照这些方法，可以制作出既保持高硬度又没有裂纹的滑动部件，但由于热收缩量的差异小，因此不可能增大隆起量·为了获得保持钢材硬度而且隆起大的接合体，通过使用高熔点的钎焊材料等、在高温下形成接合是有效的。接合形成温度和隆起量。热应力的关系，也依赖于陶瓷·金属母材及后述的中间层，因此不能一概而论，但以700℃以上为宜，更优选850℃以上。不足700℃时不能容易地获得足够的隆起量，与此不同，尤其是在850℃以上时，即使考虑伴随马氏相变而引起的膨胀，也能很容易地获得足够大的隆起量。作为熔点为850℃以上的钎焊材料，Ag-Ti钎焊材料是适宜的。在选择Si₃N₄作为陶瓷时，使用含有Cu的钎焊材料(例如Au-Cu-Ti钎焊材料：熔点910℃)在高温下进行钎焊是不利的，因为它会降低界面强度。

使用普通强度的氮化硅烧结体或其它烧结材料的情况下，不耐产生的热应力因而避免不了产生裂纹，但使用上述强度为130kg/mm²以上的氮化硅烧结体的情况下，即使与钢材直接接合，在多数情况下也能获得没有裂纹的接合体。如果采用高强度的氮化硅，如上所述不仅可以避免因热应力引起的破损，而且在作为部件使用时，即使有高的荷重和冲击也会降低破损的几率，这是不言而喻的。

因为形状方面的因素(例如接合面非常大时)，即使使用高强度氮化硅也会产生裂纹的情况下，如图5所示，在陶瓷1和金属母材2之间采用中间层6是有效的。

用于缓和热应力的中间层，已知具有被接合材料之间的或更接近氮化硅类陶瓷的热膨胀系数的材料和具有塑性变形的材料是有效的，但像本发明滑动部件那样以形成大隆起为目的情况下，优选属于前者的材料。属于后者的材料由于会减小隆起量因此是不利的。优选前者的理由是因为在热膨胀系数小的中间层的情况下，由于中间层对形成隆起也有贡献，因而与直接接合陶瓷的情况相比较，能增大隆起的缘故。中间层应还具有的其它特性，可列举其杨氏模量高的材料。杨氏模量高时的优点之一是由于以少的变形量产生大的应力，因而增加隆起的效果高。作为其它优点，还可举出中间层成为支撑陶瓷的结构，其杨氏模量高则可在向陶瓷上施加高应力或冲击力时具有高的抑制陶瓷变形效果。从这一观点来看，希望中间层的杨氏模量比对应的陶瓷的杨氏模量高。这种杨氏模量高而热膨胀系数低的材料，作为金属材料，可例举Mo和W或它们的合金，作为金属陶瓷材料，可列举WC、TiC、TiN基的材料，尤其是以WC为主成分、以Co作为主要结合相的所谓超硬合金，热膨胀系数为4.5-5.5×10^-6K^-1，杨氏模量为4.5×10⁵MPa以上，是本目的最适宜材料。杨氏模量为4.5×10⁵MPa的情况下，对形成隆起及支撑作用的效果尤为显著。

通常作为中间层，使用在被接合材料中热膨胀系数处于中间的材料，但根据情况也可以使用热膨胀系数较低的材料。此种场合也具有缓和热应力和增大隆起量的效果。

作为同时确保隆起量和缓和应力两者的有效方法，是控制隆起的形状。也就是，如图6所示，通过使接合体外围部位(A部)的曲率小于中央部位(B部)，就可以基本上确保隆起量，并可基本上防止陶瓷1的那部分产生裂纹。成为陶瓷产生裂纹原因的外围部位的拉伸应力几乎全都是因为外围部位附近的变形而引起的，通过仅降低该部分的曲率，使陶瓷部分不产生大的拉伸应力，则可制得没有裂纹的接合体。中央部位的变形(弯曲)主要在陶瓷部分产生压缩应力，因而难以产生裂纹。例如，如前所述，当外围部位的曲率超过中央部位的0.8倍时，降低应力的效果小。而且外围部位和中央部位的边界根据构成部件的材质和形状而不同，因此不是太明确，但外围部位是指从外侧到约为陶瓷部件厚度的1-2倍左右的区域，中央部位是指从陶瓷部件中心到约为其大小的30-50％长的区域。

于是，作为控制隆起形状的方法，有下述那种在外围部位和中央部位之间使用具有不同特性的中间层的方法，和接合时施加应力(使之强制变形)的方法。

利用中间层的方法，如图7示意图所示，在中间层的外围部位6和中央部位7使用特性不同的材料。中央部位和外围部位可以是整体化也可以不是整体化，还可以是各自由2种以上的材料组成。此外，特性可以是连续地变化。该中间层的外围部位的热膨胀系数比中心部位更接近陶瓷，因此可以控制上述的隆起形状。除热膨胀系数外，由于降低了外围部位的杨氏模量和屈服应力，因而可获得同样的效果。而且，也可以同时使这些特性变化。

具有这种结构的中间层时，隆起量主要由内侧中间层支配，因此在外侧也可以使用杨氏模量和屈服应力低的材料。

如图8所示，仅在外围部位使用中间层21，中央部位通过陶瓷1和金属母材2直接接合也具有同样的效果。在此种情况下，中间层21也可以是环形的单一材料，因此可降低成本，不用说在这种结构的情况下，中间层也可由好多种材料构成。作为中间层的特性，必须具备热膨胀系数比金属低，具有塑性变形能、杨氏模量低诸项性能中的任何一项以上。

作为其它的控制隆起形状的方法，还有在施加应力的同时进行接合的方法。例如图9所示，一边用杵棒9推压在外周部位的曲率小的模型8，一边将陶瓷材料1和金属母材2加热·接合，由此获得上述外围部位的曲率比中央部位小的接合体。作为模型形状，如图10所示的凸型也是有效的。而且，与接合同时，还可以同时进行金属部位的形成(烧结或煅造)。

以下叙述本发明滑动构件的制造方法。

本发明的方法包括：(1)准备母材及形成滑动面的滑动面构件的工序(I)和，为了在金属母材的至少一处上固定滑动面构件，将该母材和该滑动面构件双方加工成为接合面的配合面的工序(II)和，使双方的配合面相对并将滑动面构件加热固定在金属母材上的工序(III)。作为固定(接合)方法，可以利用钎焊、扩散接合等公知的方法。

本发明工序(III)中的滑动面构件的加热固定，采用使双方的配合面直接接触而进行的方法，和在配合面间穿插钎焊材料和/或钎焊材料以外的中间层材料的方法。

使双方的配合面直接接触的加热固定法，根据用途，包括利用双方热膨胀差异的加热嵌合进行的方法。

使双方的配合面直接接触而进行的方法中，或在配合面间穿插钎焊材料和/或钎焊材料以外的中间层进行的方法中任何一种方法都包括，作为辅助的加压成形手段，采用借助于能形成三维隆起曲面的凹模型加热后通过模型内加压下进行的方法。

后者的模型内的加压也可以在将滑动面构件加热固定在主体上后，作为另外的隆起量调整措施进行。

例如，采用将滑动面构件固定在母材的结构时，在作为滑动面构件一部分的主滑动部位上配置陶瓷。也就是，当采用利用金属来保持陶瓷的这种滑动部位的结构时，也可使用事前经历与工序(III)相同的步骤制得滑动部位，再加热固定在主体上的方法。此种情况下，固定到主体上去的方法，根据用途也可以是机械的螺旋夹等其它方法。还可以是，例如利用以上方法的组合将陶瓷直接埋入主体中，在陶瓷周围的主体面上形成滑动面。

此外，隆起形状有时仅在陶瓷部位，从主滑动面中排除主体的情况。

关于加热固定工序(III)的气氛和温度及其加热方法，综合考虑滑动部位主体材质、滑动部位材质以及如果有钎焊材料、将中间层材料用作夹心层时还包括这些材质的原材料种类，再根据凸起形状的理想隆起量选择适宜条件。

关于加热时的气氛，通常是在真空或惰性气体(Ar、H₂、N₂等)气氛中规定的压力下进行。压力包括减压下和加压下。至于加热方法，有以下种种方法。

接合的构件是陶瓷的情况下，利用钎焊进行接合，但钎焊材料，将陶瓷直接接合到金属上的场合，则选择含Ti的银焊，例如Ag--Cu-Ti系、Ag-Ti系等，陶瓷的接合面侧进行金属喷镀处理时，以Ag-Cu系为宜。

此外，钎焊气氛，优选非氧化气氛(真空及Ar、N₂、H₂及它们的混合气体等)。嵌合适宜用压入和热压配合等公知的方法进行。

本发明的(III)工序中，将滑动面构件固定接合到母材上的同时，即可形成具有上述隆起比率的隆起状滑动面。此种情况下的接合层中也可安置中间层。

(2)按照本发明方法，在工序(III)之后还可追加母材的滑动部位进行淬火处理的工序(IV)。该工序中所用的方法包括，仅对具有该形状的部位进行表面淬火的方法和在进行这种淬火的同时用隆起凹模型的模内加压进行成形的方法。还可包括将这些步骤前后组合的方法。作为进行表面淬火的母材，如前所述，采用淬火后H_RC为45以上的钢。使用的表面淬火处理方法，可用高频、火焰、激光束、电子束淬火等公知的方法。

在必须确保进行淬火处理的区域具有韧性的情况下，如前所述，使用预先施以渗碳处理的钢制主体就行。作为渗碳处理的方法，可以是固体、液体、气体渗碳等公知方法中的任何一种方法。只要淬火后的滑动部件主体的硬度H_RC在45以上即可，对淬火温度、冷却方法没有特别的规定，按照所用钢材的JIS中规定的方法(例如，如果是机械结构用合金钢的镍铬钼钢则为JIS G4103)进行即可。

为了提高淬火处理后滑动构件主体的韧性，也可进行回火处理。处理方法，只要能保持滑动构件主体的硬度H_RC为45以上，则可按照JIS进行选择。

此场合下的加热接合，为了防止接合部位的劣化，最好是在表面淬火温度以上进行。

将形成滑动面的构件安装在滑动部件主体上时，可通过接合或嵌合的方法进行。作为接合方法，可以利用钎焊或扩散接合等加热接合、焊接或压接等公知的方法。

基于这种观点，上述工序(III)中加热接合时的温度最理想是在800℃以上，这样就不会因表面淬火处理时的温度上升而带来的影响。例如，如果是亚共析钢，加热时仅呈奥氏体相的AC3或AC1相变点以上30-50℃被规定为淬火时的适当加热温度，因此优选接合温度超过800℃。

附图的简单说明

图1是适用本发明的柴油商用车气门阀类OHV方式的挺杆说明图。

图2是适用本发明的挺杆部件的说明图。

图3是基于陶瓷和金属母材的热膨胀系数的不同而形成隆起面的说明图。

图4是因同样原因产生的应力和裂纹的说明图。

图5是在本发明中采用中间层例子的说明图。

图6是在本发明中控制隆起形状的说明图。

图7是中间层在中央部位和外周部位中使用特性不同的材料例子的说明图。

图8是仅在外围部位使用中间层例子的说明图。

图9是隆起形状控制方法的说明图。

图10是表示型模形状一例的说明图。

图11是实施例1中挺杆例子的说明图。

图12是落下型夏氏冲击试验的说明图。

图13是凸轮磨损状态的说明图。

图14是表示实施例6中所用的金属母材形状的说明图。

图15是市售的轻油燃料泵的凸轮/活塞机构的说明图。

图16是将本发明应用于挺杆例子的说明图。

图17是将本发明应用于挺杆例子中使用中间层和钎焊材料例子的说明图。

图18是上述同一例子中，在中央部位和外围部位改变中间层材质例子的说明图。

图19是上述同一例子中，仅在外围部位安置中间层例子的说明图。

图20是使用碳制型模和杵杆例子的说明图。

图21是表示型模尺寸一例的说明图。

图22是适用本发明的挺杆的说明图。

图23挺杆使用状态的说明图。

图中符号说明如下：

1滑动面构件(陶瓷为一具体例)，2金属母材，3凸轮，4推杆，5金属母材滑动面，6外围部位中间层，7中央部位中间层，8型模，9杵杆，10挺杆主体(金属母材)，11钎焊材料(银焊为一具体例)，12中间层，13外围部位中间层，14中央部位中间层，15中间层，16型模，17裂纹，18中间层，19与推杆的滑动面，20冲击材料，21外围部位中间层，22淬火区域，23推杆。

以下说明实施本发明的最佳方案。

实施例1

将市售的Si₃N₄、Al₂O₃、Y₂O₃粉末各自按93重量％、2重量％、5重量％配合，在乙醇中经72小时湿式混合后，制成干燥粉末。将该粉末用1.5吨/cm²的压力经CIP成形后，于1700℃、4小时、氮气2个大气压下烧结后，再于1650℃、1小时、氮气1000个大气压下进行HIP处理。从获得的烧结体上切下直径25mm、厚0.5-3mm的原材料，在1个面上用砂粒平均粒径为7-11μm的金刚砂轮施以研磨精加工使表面粗糙度达到按十点平均高度粗糙度为0.3μm以下。将获得的滑动面构件1，采用以Ag为主要成分的钎焊材料，在真空中、1小时、780-900℃的各种温度下接合到具有图11所示形状由SCr 420制成的金属母材2上后，按照JIS规定进行SCr420的淬火处理即制得挺杆部件。钎焊层的厚度为17μm。测定所得挺杆部件与推杆之间滑动面5的硬度，为H_RC＝50。将该部件组装到市售商用车用OHV方式的柴油发动机中，使用在市内行驶4万km后回收的发动机油，以1000rpm的设备转速进行200小时的耐久试验，测定推杆的前端及金属母材侧承受面的磨损量。表1示出以上结果。表1中，决定隆起最大高度之比率(隆起比率)的接合最大长度，也就是接合面直径规定为25mm。关于磨损的判定，当推杆前端和母材侧承受面的磨损量之和为10μm以上时表示为“有磨损”，不足10μm时表示为“无磨损”。另一方面，表2中示出此处所用的Si₃N₄烧结体的特性。此处，关于弯曲强度，按JIS R1601测定。关于夏氏冲击值，使用JIS R1601中规定的试样，用30mm间距的无刻痕法进行测定。至于热冲击温度差，也是采用JIS R1601规定的试样，按水中投下法进行评价。

表1

No.	隆起比率	有无磨损
No.	隆起比率	有无磨损	*1	0.01％	有磨损
*2	0.05	有磨损	*1	0.01％	有磨损
*2	0.05	有磨损	3	0.2	无磨损
4	0.4	无磨损	3	0.2	无磨损
4	0.4	无磨损	*5	0.6	有裂纹
*6	1.0	有裂纹	*5	0.6	有裂纹

^*比较例

^**在陶瓷外周上产生裂纹

表2

4点弯曲温度	105kg/mm²
4点弯曲温度	105kg/mm²	夏氏冲击值	15.3KJ/m²
热冲击温度差	850℃	夏氏冲击值	15.3KJ/m²

由上表可清楚地看出，隆起比率在0.2-0.4之间时不产生磨损，可以获得良好的滑动性能。

实施例2

按与实施例1同样方法配合原料粉末，经CIP成形后，于1600-1800℃、1-6小时、氮气为2个大气压下的各种气氛中制成烧结体，将该烧结体的一部分，施以与实施例1同样的HIP处理，制得原材料。将制得的原材料，在与实施例1相同的条件范围内接合到制成与实施例1同样形状的SNCM616的金属原材料上，然后进行JIS规定的SNCM616的淬火处理，制得挺杆部件。钎焊层的厚度为17μm。所得Si₃N₄烧结体的特性以及将该陶瓷作为滑动面构件的挺杆部件的滑动性能用与实施例1相同的方法和同样的基准进行评价并示于表3中。

另一方面，对所得部件，用与实施例1等价的图12所示的落下型夏氏冲击试验进行破坏评价试验，评价Si₃N₄部位有无破坏。而且，夏氏冲击试验的条件被规定为，冲击速度3.5m/秒，冲击能30J。冲击材料20的前端形状假定为凸轮的前端形状，R＝3-4mm，相当于幅宽为20mm的凸轮前端形状。此处，Si₃N₄部位有无破坏，当负载80KN的冲击荷重，产生破坏时规定为“有破坏”，无破坏时规定为“无破坏”，并同时示于表3中。

表3

No.	隆起比率	滑动试验中有无凸轮头部，磨损	JIS4点弯曲强度	夏氏冲击值	热冲击温度差	冲击试验中有无破坏
No.	隆起比率	滑动试验中有无凸轮头部，磨损	JIS4点弯曲强度	夏氏冲击值	热冲击温度差	冲击试验中有无破坏	^*1	0.008％	有磨损	85kg/mm²	5.2KJ/m²	650℃	有破坏
^*2	0.10	无磨损	92	8.5	750	有破坏	^*1	0.008％	有磨损	85kg/mm²	5.2KJ/m²	650℃	有破坏
^*2	0.10	无磨损	92	8.5	750	有破坏	^*3	0.008	有磨损	140	18.9	850	无破坏
4	0.25	无磨损	140	18.9	850	无破坏	^*3	0.008	有磨损	140	18.9	850	无破坏
4	0.25	无磨损	140	18.9	850	无破坏	5	0.35	无磨损	140	18.9	850	无破坏
^*6	0.35	无磨损	92	8.5	750	^**无裂纹	5	0.35	无磨损	140	18.9	850	无破坏
^*6	0.35	无磨损	92	8.5	750	^**无裂纹	^*7	1.20	有磨损	140	18.9	850	^**无裂纹

^*比较例^**在陶瓷外周产生裂纹

从以上结果可清楚地看出，通过将滑动面上是由JIS规定的4点弯曲强度为100kg/mm²以上、夏氏冲击值为15KJ/m²以上，热冲击温度差为800℃以上的Si₃N₄烧结体构成的隆起比率是0.1-0.4％的陶瓷用于挺杆部件，可以获得尤其是在滑动时能耐高冲击破坏的可靠性高的部位。另一方面还得知，如果使用按照JIS规点的4点弯曲强度不足100kg/mm²的Si₃aN₄时，通过与该实施例1相同耐久试验的推杆前端及金属母材侧承受面上不产生磨损，对滑动面没有妨碍，但隆起比率即使在优选的范围内，在采用大隆起比率的陶瓷外周部位也会观察到有微小的裂纹产生，在超过该耐久试验的苛刻环境下，为了能以万全状态利用这种陶瓷，必须像后述的实施例那样，采取预先在接合部位插入中间层，改变中央和外周的隆起比率等措施。

实施例3

使用与实施例1同样的Si₃N₄原材料，制作其滑动面的粗糙度和厚度有各种变化的接合材料。此情况下的钎焊层厚度为17μm。使图11中被表示为3mm厚的母材中心线上的最小厚度相对于Si₃N₄滑动构件厚度的比率进行各种变化的情况下，将其接合材料接合到实施例2中示出的母材上，进而按照JIS进行淬火处理，制得挺杆部件。此处，接合数目在同一条件下为20，其隆起比率按最小值和最大值的范围示于表4中。进而对各种挺杆部件，使用与实施例1相同的发动机，按与实施例1相同方法，评价推杆及推杆承受面的磨损，用图13中示出的凸轮头部高度的磨损量来评价此时的凸轮磨损状况，该磨损量在5μm以上时被评为“有磨损”，不足5μm时被评为“无磨损”，并各自示于表4中。

表4

No.	隆起比率(％)	隆起比率的偏差％	母材最小厚度比率	滑动表面粗糙度	推杆及承受面磨损	凸累头部磨损
No.	隆起比率(％)	隆起比率的偏差％	母材最小厚度比率	滑动表面粗糙度	推杆及承受面磨损	凸累头部磨损	1	0.152～0.156	0.004	1.0	Rz＝1.2μm	无磨损	有磨损
2	0.152～0.156	0.004	1.0	0.2	无磨损	无磨损	1	0.152～0.156	0.004	1.0	Rz＝1.2μm	无磨损	有磨损
2	0.152～0.156	0.004	1.0	0.2	无磨损	无磨损	^*3	0.082～0.084	0.002	1.0	0.2	有磨损	无磨损
^*4	0.066～0.076	0.010	0.4	0.2	无磨损	无磨损	^*3	0.082～0.084	0.002	1.0	0.2	有磨损	无磨损
^*4	0.066～0.076	0.010	0.4	0.2	无磨损	无磨损	^*5	0.021～0.022	0.001	1.0	0.2	有若干磨损	有若干磨损
6	0.125～0.134	0.009	0.6	0.6	有若干磨损	有若干磨损	^*5	0.021～0.022	0.001	1.0	0.2	有若干磨损	有若干磨损

^*比较例^**滑动面表面粗糙度是用十点平均高度粗糙度评价。

由以上结果可得知，例如从No.4可看出，隆起比率在约0.15-0.4％范围内，但母材最小厚度比率不足0.5的情况下，隆起比率组内的偏差变大，容易产生性能的偏差。从No.1，No.7来看，滑动面的表面粗糙度，按十点平均高度粗糙度如果超过0.4μm，则容易产生凸轮头部的磨损。还可得知，隆起比率不足0.10时，不仅推杆及承受面有磨损，由于挺杆的旋转不良也会产生凸轮磨损，因而是不利的。

实施例4

使用与实施例1同样的Si₃N₄原材料，使用实施例2中示出的母材，使用滑动材料的厚度有种种变化的接合材料制作挺杆部件。部件的钎焊层厚度为16μm。使用这种挺杆，用与实施例1同样的发动机，对推杆及推杆承受面的磨损，以及凸轮的磨损，进行与实施例3同样的评价，分别示于表5中。

进而通过与实施例2同样的冲击试验，评价陶瓷部位有无破坏，其结果也示于表5中。

表5

No.	隆起比率	滑动面的厚度比率	推杆及承受面磨损	凸轮头部磨损	冲击试验结果
No.	隆起比率	滑动面的厚度比率	推杆及承受面磨损	凸轮头部磨损	冲击试验结果	*1	0.02％	0.20	有磨损	有磨损	无破坏
*2	0.08％	0.08	有磨损	无磨损	无破坏	*1	0.02％	0.20	有磨损	有磨损	无破坏
*2	0.08％	0.08	有磨损	无磨损	无破坏	3	0.18	0.03	无磨损	无磨损	无破坏
4	0.20	0.01	无磨损	无磨损	无破坏	3	0.18	0.03	无磨损	无磨损	无破坏
4	0.20	0.01	无磨损	无磨损	无破坏	*5	0.20	0.005	无磨损	无磨损	有破坏
*6	0.50	0.005	无磨损	无磨损	有破坏	*5	0.20	0.005	无磨损	无磨损	有破坏

^*比较例

由以上可清楚地看出，如果滑动面的厚度比率在0.01-低于0.05的范围内，可以获得没有推杆及承受面磨损，也没有凸轮头部的磨损，而且耐冲击特性优良的挺杆部件。如果滑动面的厚度比率超过0.01，则陶瓷部位的变形量不足，隆起比率变小。

实施例5

对实施例2获得的各种Si₃N₄接合表面粗糙度进行镜面精加工使之按十点平均高度粗糙度为0.1μm以下后，对其表面的10mm×10mm视野中观察到气孔率，用面积率进行评价，表6示出其评价结果。另一方面，用该接合原材料按与实施例2同样的接合方法制得挺杆部件。钎焊层的厚度为17μm。对它进行与实施例3同样的评价，评价推杆及推杆承受面的磨损以及凸轮头部的磨损，其结果示于表6中。

表6

No.	隆起比率	气孔率面积率	推杆及承受面磨损	凸轮头部磨损
No.	隆起比率	气孔率面积率	推杆及承受面磨损	凸轮头部磨损	^*1	0.10％	1.5％	无磨损	有磨损
^*2	0.05	0.2	有磨损	无磨损	^*1	0.10％	1.5％	无磨损	有磨损
^*2	0.05	0.2	有磨损	无磨损	3	0.20	0.5	无磨损	无磨损
^*4	0.20	1.0	无磨损	有若干磨损	3	0.20	0.5	无磨损	无磨损
^*4	0.20	1.0	无磨损	有若干磨损	^*5	0.80	0.2	裂纹	-

^*比较例

^**在陶瓷外周上产生裂纹

由以上可得知，如果滑动面的气孔面积率超过0.5％，则在凸轮头部产生磨损，但在0.5％以下时则没有凸轮头部的磨损。

实施例6

作为陶瓷，制作使用以Y₂O₃-Al₂O₃为主成分的烧结助剂、直径为25mm的具有表7所示强度·厚度的Si₃N₄烧结体。用#800的金刚砂轮研磨接合面，滑动面经镜面加工后十点平均最大高度粗糙度为0.2μm以下。如图17所示，用该陶瓷1和SKC31钢材制得的、相同直径的挺杆主体10，在中间夹有表7所示中间层12的情况下，用Ag-Cu-Ti钎焊材料11在真空中、820℃下接合而获得接合体。冷却速度在冷却至200℃之前为50℃/分，其后为10℃/分。除了荧光探伤、隆起量确认试验以外，还要用与上述实施例2(图12)相同的所谓仪器经夏氏中击试验装置进行冲击试验装置进行冲击试验，在接合体的滑动部位落下钢制锤(前端形状：R＝2.5mm，长17mm)，用安装在锤上的测力传感器测定此时产生的冲击荷重。钢材部分的平均硬度H_RC＝48。示于该表最终一行的本发明挺杆，进行与实施例1同样的发动机试验，结果表明，与隆起部位相对的凸轮头部的磨损量很小，为5μm以下，具有高的耐久性。

表7

	Si₃N₄		中间层				试验结果				本发明
	Si₃N₄		中间层				试验结果						强度(MPa)	厚度(mm)	材料	热膨胀系数(10^-6K^-1)	杨氏模量(×10⁵MPa)	厚度(mm)	裂纹	隆起量(μ m)	与直径之比(％)	冲击值(kJ/m²)
1	1350	1.2	Mo	5.5	3.3	1	无	34	0.136	16			强度(MPa)	厚度(mm)	材料	热膨胀系数(10^-6K^-1)	杨氏模量(×10⁵MPa)	厚度(mm)	裂纹	隆起量(μ m)	与直径之比(％)	冲击值(kJ/m²)	0
1	1350	1.2	Mo	5.5	3.3	1	无	34	0.136	16	2	1350	1.2	W	4.5	4	1	无	38	0.152	17	0	0
3	1350	1.2	W-Cu合金	6.5	3.2	1	无	34	0.136	16	2	1350	1.2	W	4.5	4	1	无	38	0.152	17	0	0
3	1350	1.2	W-Cu合金	6.5	3.2	1	无	34	0.136	16	4	1350	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	42	0.168	18	0	0
5	1350	1.2	TiC-Co	7.5	4.6	1	无	34	0.136	17	4	1350	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	42	0.168	18	0	0
5	1350	1.2	TiC-Co	7.5	4.6	1	无	34	0.136	17	6	1350	1.2	Cu	17	1.3	1	无	15	0.060	10		0
7	1350	1.2	Ni	13	2.1	1	无	20	0.080	10	6	1350	1.2	Cu	17	1.3	1	无	15	0.060	10
7	1350	1.2	Ni	13	2.1	1	无	20	0.080	10	8	1000	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	41	0.164	16	0
9	1000	1.2	Mo	5.5	3.3	1	无	36	0.144	10	8	1000	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	41	0.164	16	0	0
9	1000	1.2	Mo	5.5	3.3	1	无	36	0.144	10	10	1350	1.2	W	4.5	4	1	无	37	0.148	15	0	0
*11	1000	1.3	无	-	-	-	有	5	0.020	-	10	1350	1.2	W	4.5	4	1	无	37	0.148	15	0
*11	1000	1.3	无	-	-	-	有	5	0.020	-	12	1500	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	42	0.168	19	0
13	1500	1.2	Mo	5.5	3.3	1	无	38	0.152	17	12	1500	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	42	0.168	19	0	0
13	1500	1.2	Mo	5.5	3.3	1	无	38	0.152	17	14	1500	1.2	W	4.5	4	1	无	37	0.148	17	0	0

实施例7

除了使用Ag-Ti作为钎焊材料，于980℃进行钎焊外，进行与实施例6同样的试验，结果示于表8中。钢材部分的平均硬度H_RC＝50。滑动面构件的表面粗糙度，按十点平均高度粗糙度为0.2μm。列入该表最后一行的本发明挺杆，进行与实施例1同样的发动机试验，结果示出，与隆起部位相对的凸轮头部的磨损量很小，在5μm以下，具有高的耐久性。

表8

Si₃N₄			中间层				试验结果				本发明
Si₃N₄			中间层				试验结果						强度(MPa)	厚度(mm)	材料	热膨胀系数(×10^-6K^-1)	杨氏模量(×10⁵MPa)	厚度(mm)	裂纹	隆起量(μm)	与直径之比(％)	冲击值(kJ/m²)
1	1350	1.2	Mo	5.5	3.3	1	无	50	0.200	16			强度(MPa)	厚度(mm)	材料	热膨胀系数(×10^-6K^-1)	杨氏模量(×10⁵MPa)	厚度(mm)	裂纹	隆起量(μm)	与直径之比(％)	冲击值(kJ/m²)	0
1	1350	1.2	Mo	5.5	3.3	1	无	50	0.200	16	2	1350	1.2	W	4.5	4	1	无	55	0.220	17	0	0
3	1350	1.2	W-Cu合金	6.5	3.2	1	无	47	0.188	17	2	1350	1.2	W	4.5	4	1	无	55	0.220	17	0	0
3	1350	1.2	W-Cu合金	6.5	3.2	1	无	47	0.188	17	4	1350	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	59	0.236	18	0	0
5	1350	1.2	TiC-Co	7.5	4.6	1	无	48	0.192	17	4	1350	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	59	0.236	18	0	0
5	1350	1.2	TiC-Co	7.5	4.6	1	无	48	0.192	17	6	1350	1.2	Cu	17	1.3	1	无	16	0.064	10		0
7	1350	1.2	Ni	13	2.1	1	无	22	0.088	10	6	1350	1.2	Cu	17	1.3	1	无	16	0.064	10
7	1350	1.2	Ni	13	2.1	1	无	22	0.088	10	8	1000	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	58	0.232	17	0
9	1000	1.2	W	4.5	4	1	无	49	0.196	17	8	1000	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	58	0.232	17	0	0
9	1000	1.2	W	4.5	4	1	无	49	0.196	17	*10	1000	1.3	无	-	-	-	有	5	0.020	-		0
11	1500	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	59	0.236	19	*10	1000	1.3	无	-	-	-	有	5	0.020	-		0
11	1500	1.2	WC-Co	4.5	6	1	无	59	0.236	19	12	1500	1.2	Mo	5.5	3.3	1	无	54	0.216	18	0	0
13	1500	1.2	W	4.5	4	1	无	52	0.208	18	12	1500	1.2	Mo	5.5	3.3	1	无	54	0.216	18	0	0

^*比较例

实施例8

作为陶瓷，制作使用以Y₂O₃-Al₂O₃为主要成分的烧结助剂、按JIS4点弯曲强度为1350MPa的全部表面用#800的金刚石砂轮研磨使十点平均表面粗糙度为0.3μm的Si₃N₄(外径28mm、厚2mm)烧结体，表示该Si₃O₄烧结体的耐热冲击性的温度差是800℃。如图16所示，该Si₃N₄的表面按Ti-Cu-Ag的顺序用离子镀敷方法使之金属化。进行了金属化的直径20mm、厚1.0mm的强度1350MPa的Si₃N₄烧结体和相同直径而厚度为1mm成为中间层的超硬合金板以及相同直径而厚度为10mm的铬·锰钢之间夹插固相点为780℃的银焊料，放置在碳制型模中。

Si₃N₄板的放置，应像图21中所示使中央部位低10μm，外围3mm与平坦的碳型模相接。以不施加荷重的状态将这些试样于真空中，加热至810℃并保持3分钟后，施加400MPa的压力并保持1分钟，获得圆柱状接合体。该接合体上看不到裂纹之类的缺陷，隆起量为55μm，外围部(同一图中的A部＝离周边3mm的范围内)相对于中央部(同一图中的B部＝中央部直径为8mm的部分)的曲率比为0.75。用整个表面都呈平坦状的碳制型模进行同样的接合，隆起量为48μm，曲率比为0.9，因而可见到改变型模形状的效果。

实施例9

图22中示出根据本发明的滑动部件为例制得的挺杆。本挺杆从图23示出的实际使用状态也可清楚地看出，滑动面1的滑动条件特别苛刻，根据本发明，为了形成滑动面1而焊接Si₃N₄制滑动构件A，或者通过扩散接合(1050℃)将超硬合金接合。图23中的3表示凸轮，4表示推杆部件。Si₃N₄制滑动面构件A按以下所示方法制作。

在市售的Si₃N₄粉末中加入作为烧结助剂的5重量％的Y₂O₃和2重量％的Al₂O₃。在乙醇中经球磨混合48小时。干燥后，将所得混合粉末加压，进行CIP后，于2个大气压的氮气气氛中于1700℃、4小时的条件下进行烧结，其后于1000个大气压的氮气气氛中1650℃下，进行1小时的HIP处理。

从所得烧结体上切下直径30mm，厚1mm的原材料，将成为滑动面的平面部分加工成平面度10μm，表面粗糙度0.3μm以下(十点平均高度粗糙度)。所得烧结体的机械特性示于表9中。

表9

	机械特性
	机械特性	弯曲强度	142(kg/mm²)
夏氏冲击值	15.5(kJ/m²)	弯曲强度	142(kg/mm²)
夏氏冲击值	15.5(kJ/m²)	热冲击温度	870℃

挺杆主体10使用镍铬钼钢SNCM616(JIS G4103)，在920℃、120分钟的条件下进行气体渗碳处理，其后对钎焊面及外周部位施以研磨加工。

通过厚50μm的Ag-Cu-Ti系钎焊材料，在真空中、900℃、30分钟保持的条件下，对滑动构件A和挺杆主体10进行钎焊。

将钎焊过的挺杆加热到各种温度，并用空冷进行淬火处理。在所有的温度中经淬火处理后，氮化硅制滑动构件A上都没有产生裂纹。挺杆的隆起量大致为0.2％。

作为比较例，制作不进行浸碳处理的挺杆，和将挺杆整体做成激冷铸铁。将以上制得的各种挺杆组装到市售的商用车用OHV方式的柴油发动机中，使用劣化油以1000rpm的发动机转速进行200小时的耐久试验，测定金属母材滑动面19的磨损量。

结果示于表10中。但是，磨损的判定，当磨损量不足10μm时，定为“无磨损”，10μm以上时定为“有磨损”。表中同时示出用洛氏硬度C级评价的挺杆主体(金属母材)10的硬度。

表10

No.	滑动构件A材质	渗碳处理	淬火温度(℃)	H_RC	磨损
No.	滑动构件A材质	渗碳处理	淬火温度(℃)	H_RC	磨损	1	Si₃N₄	有	850	52	无磨损
2	Si₃N₄	有	750	40	有若干磨损	1	Si₃N₄	有	850	52	无磨损
2	Si₃N₄	有	750	40	有若干磨损	3	Si₃N₄	有	700	35	有若干磨损
4	Si₃N₄	无	850	42	有若干磨损	3	Si₃N₄	有	700	35	有若干磨损
4	Si₃N₄	无	850	42	有若干磨损	^*5	激冷铸铁	----		39	有相当多磨损

〔注〕：表中加^*的试样是比较例。关于No.2-4，由于硬度低而产生若干磨损，尽管不像激冷铸铁那样多。钢主体的硬度H_RC必须至少为45以上。

实施例10

将实施例9获得的氮化硅和市售的各种陶瓷加工成与实施例16同样的形状后，焊接到铬钢SCr420(JIS G4104)制挺杆主体10上，对接合体施以淬火处理。挺杆主体10的硬度，按H_RC为49。

对挺杆主体进行的渗碳处理和研磨加工，以及焊接处理与实施例10相同，淬火处理是在850℃用油冷进行。隆起比率为0.20％。对制得挺杆实施与实施例10同样的耐久试验后的各种陶瓷制滑动构件A的状态，和淬火后的状态一起示于表11中

表11

No.	材质	弯曲强度(kg/mm²)	夏氏冲击值(kJ/m²)	热冲击温度差(℃)	陶瓷滑动构件A的裂纹
					陶瓷滑动构件A的裂纹		淬火后	耐久试验后
					7	Si₃N₄	淬火后	耐久试验后	141	15.3	840	无	无
8	Si₃N₄	153	16.0	870	7	Si₃N₄	无	无	141	15.3	840	无	无
8	Si₃N₄	153	16.0	870	^*9	市售氧化铝	无	无	50	1.5	200	有	-
^*10	市售SiC	60	2.0	500	^*9	市售氧化铝	有	-	50	1.5	200	有	-
^*10	市售SiC	60	2.0	500	^*11	市售Si₃N₄	有	-	82	5.7	720	有	-

^*比较例

No.9-11的市售陶瓷中，Si₃N₄显示出最好的状况，但没有本实施例情况下由于中间层的热应力缓和效果，而且由于接合，淬火时的温度高，在接合部位的陶瓷部分产生微小的裂纹。

在这种陶瓷中也试行设置中间层，即使是相同的隆起量也不会在上产生裂纹，耐久试验中也没有产生异常现象。

产业上的利用可能性如以上说明，按照本发明，可提供汽车发动机的气门阀类部件、凸轮从动件和摇臂、轴承等要求耐磨损的滑动构件，尤其是可提供将金属母材和陶瓷滑动构件接合而成的耐久性高的滑动构件。

Claims

1.一种滑动部件，其特征在于，在由氮化硅类陶瓷材料构成的滑动面构件上接合热膨胀率比该滑动面构件大的金属母材，在该滑动面构件的滑动面上具有相对于滑动面最大长度为0.152-0.4％的最大高度的隆起形状，其中氮化硅材料按JIS规定的4点弯曲强度为100kg/mm²以上，夏氏冲击值为15KJ/m²以上，热冲击温度差为800℃以上，而且在滑动面上开口的气孔的面积率相对于滑动面面积，为0.5％以下；厚度相对于与滑动面构件的滑动面相对应的接合面最大长度之比率在0.01-低于0.05范围内。

2.权利要求1所述的滑动部件，其特征在于，与垂直于金属母材接合面的中心线相对应的最小厚度，与滑动面构件的厚度之比，为0.5以上。

3.权利要求1所述的滑动部件，其特征在于，滑动面的表面粗糙度，其十点平均高度粗糙度为0.4μm以下。

4.权利要求1所述的滑动部件，其特征在于，滑动面的隆起形状的外围部位的曲率，是中央附近曲率的0.8倍以下。

5.权利要求1所述的滑动部件，其特征在于，金属母材是钢材，至少在其表面具有马氏体组织，硬度H_RC为45以上。

6.权利要求1所述的滑动部件，其特征在于，在陶瓷与金属母材之间使用中间层。

7.权利要求6所述的滑动部件，其特征在于，在中间层中使用一种杨氏模量比陶瓷大的金属或金属陶瓷。

8.权利要求6所述的滑动部件，其特征在于，中间层是由一种杨氏模量为4.5×10⁵MPa以上的材料组成。

9.权利要求6所述的滑动部件，其特征在于，在所述的中间层中，外围部分的热膨胀系数，比中心部分更接近陶瓷的热膨胀系数。

10.权利要求6所述的滑动部件，其特征在于，所述的中间层中，外围部分的杨氏模量比中心部分的杨氏模量更低。

11.权利要求6所述的滑动部件，其特征在于，所述的中间层中，外围部分的屈服应力比中心部分的屈服应力更低。

12.权利要求4所述的滑动部件，其特征在于，按照仅在陶瓷和金属母材接合面的外围部分使用中间层，其它部分不使用中间层那样进行接合。

13.权利要求12所述的滑动部件，其特征在于，所述的中间层，具有金属母材和陶瓷之间的热膨胀系数或塑性变形能。

14.权利要求12所述的滑动部件，其特征在于，所述的中间层，其杨氏模量比金属母材更低。

15.权利要求1所述的滑动部件，其特征在于，陶瓷与金属母材之间通过钎焊而接合。

16.权利要求15所述的滑动部件，其中，钎焊材料的固相点在700℃以上。

17.权利要求15所述的滑动部件，其中，钎焊材料的固相点在850℃以上。

18.权利要求17所述的滑动部件，其中，钎焊材料不含铜。

19.权利要求18所述的滑动部件，其中，钎焊材料是Ag-Ti系。