JP2008280613A - 銅系焼結摺動材料および複層焼結摺動部材 - Google Patents

Abstract

【課題】摺動面における局部凝着体の掻き落とし作用を発現させて相手材料に対するアタック性を少なくし、かつ自身の耐摩耗性を改善し、さらに硬質相による摩擦発熱性を抑制して、焼付き限界性を改善する。
【解決手段】Ｎｉ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｃｏ、Ａｌ、Ｖ、Ｐの２種以上よりなる金属間化合物が１種以上分散され、その添加量がＮｉ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｃｏ、Ａｌ、Ｖ、Ｐの２種以上の合計添加量で０．５〜１０質量％になるようにされている。
【選択図】なし

Description

本発明は、銅系焼結摺動材料およびその銅系焼結摺動材料を鉄系材料に焼結接合してなる複層焼結摺動部材に関するものである。

一般に、軸受材料としての各種銅合金の選定は、油潤滑状況、摺動速度、摺動面圧等の条件に応じて決められており、油中で使用する場合には、比較的軟質な青銅（例えばＢＣ３、ＢＣ６）、燐青銅（例えばＰＢＣ２Ａ）、鉛青銅（例えばＬＢＣ２〜５）、ケルメット（例えばＫＪ１〜４）鋳造材が用いられ、油潤滑性が少し悪くなる場合には、銅系焼結軸受材料として、Ｃｕ−Ｓｎ、Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂおよびそれらに固体潤滑材としての黒鉛を添加した青銅系含油軸受が多く用いられている。

一方、鋼の裏金上に鉛青銅系焼結材料粉末を散布して焼結し、この焼結後に圧延機で圧下し再焼結して焼結接合して得られる複層軸受が、建設機械の足回りの転輪ローラ部に利用されている。また、そのような複層軸受に、Ｓｎ等の軟質金属をオーバーレイにより設けたものがエンジンメタルとして広く利用されている。さらに、より高面圧で、かつ摺動速度が遅く、境界潤滑条件になり易い場合には、耐焼付き性と耐摩耗性に優れた軟質な高力黄銅（例えばＨＢｓＣ１〜４）が利用されている（非特許文献１参照）。

また、最も汎用的に用いられる青銅、鉛青銅系摺動材料に対する近年の要求は、より高速摺動下での耐焼付き性と耐摩耗性の向上にあるとともに、摺動速度が遅く、潤滑状態の悪い条件下でも優れた耐摩耗性を発揮することにある。さらに、近年における環境問題を考慮して、馴染み性に優れるとともに、安定した耐焼付き性を備えた鉛青銅系焼結摺動材料特性をＰｂの添加なしに発揮することが望まれている。

ところで、高速、高面圧下での摺動条件におけるかじり発生の頻発とそれによる異常摩耗の原因は、境界潤滑下での金属間の接触による凝着の発生とその急激な成長に起因すると考えられる。この対策としては多くの場合、エンジンメタルのようにＳｎ等の軟質金属によるオーバーレイ層を形成して馴染み性を改善し、流体潤滑性を向上させることに注力されている。しかし、より高面圧下になったり、あるいは摺動時に振動負荷もしくは加減速条件等が加わって境界潤滑性が増大した場合には、オーバーレイ層の耐久性、寿命に問題があり、鉛青銅系焼結摺動材料自身の摺動性能、耐久性の改善が必要となっている。

一方、Ｐｂを多く含有する鉛青銅系および鉛銅系焼結摺動材料では、とりわけ摺動速度が速い場合や、回転方向（摺動方向）が変わって加速減速を繰り返し、摺動速度が大きく変わりながら摺動する場合、さらには相手材料の面粗さが粗い場合等には、摩耗性が急激に増大し、長時間の使用に対して十分な耐久性が確保できないという問題点がある。

摺動材料の耐摩耗性を改善する意味合いからすれば、前述の高力黄銅を利用すべきであるが、この高力黄銅はその硬さが通常Ｈｖ１８０以上と高いことから、馴染み性が悪く、高荷重、低速条件での使用に限定されるという問題点がある。また、高力黄銅は蒸気圧が極めて高く、酸化し易いＺｎを高濃度に含有するため鋼との鋳包み接合を行うことができず、後述する本発明の主目的の一つである油圧ポンプ、モータ用の鉄系材料でできたシリンダブロック、バルブプレート等に鋳包み接合して利用することができないという問題点がある。

前述の耐摩耗性と耐焼付き性に関しては、含油銅系焼結摺動材料においても程度の差はあるものの同様の問題点がある。また、黄銅系焼結摺動材料においても、高濃度に含有するＺｎによって例えば鉄系材料に焼結接合することが極めて困難であるのは同じであり、やはりシリンダブロック、バルブプレート等に焼結接合して利用することができないという問題点がある。

また、近年においては、環境問題の上から鉛青銅系摺動材料中に含有されるＰｂを廃止することについての大きな要望がある。

このような観点から、青銅系焼結摺動材料特性を改善した先行技術として、特許文献１に開示されるものがある。この開示技術では、Ｐｂを含まない青銅粉と３〜１３質量％のＷ粉末を混合した粉末を鋼板の裏金上に散布し、焼結した後、高密度になるように圧延加工し、さらに再焼結した複層青銅系焼結摺動部材およびその青銅系焼結摺動材料が提案されている。この開示技術によれば、Ｗは青銅マトリックスとの親和性が良く結合強度が高いので、摺動抵抗等によるＷの脱落もなく、青銅マトリックスに比べて硬さが大きく（Ｗ；Ｈｖ３５０〜５００、Ｍｏ；Ｈｖ２００〜２５０）、また硬度が高すぎて相手材料を損傷させる恐れのあるセラミックス粒子よりも軟質で、適度の硬さを持つことから、Ｗ粒子の一部が相手摺動部材側へ局部的に突き出して凹凸状の摺動面を形成し、この凹凸状の段差によって潤滑油膜を形成すること、およびＷの融点が高い（３４１０℃）ので、Ｐｂのように溶融することがなく、焼付きや摺動むらのない摺動特性が維持できるとともに、相手鋼材を摩耗させることがないとされている。

しかしながら、この開示技術では、潤滑油膜を形成するのに必要なＷ分散粒子が３〜１３質量％と多量であることからコスト高になるという問題点がある。また、摺動条件が高周速、高面圧化するにしたがい、ＰｂのようにＷ粒子が溶融しない場合においても相手部材との局部的な金属接触によって凝着部が形成され、Ｗ粒子の硬さが十分でないことからその凝着部の成長を止めるための局部凝着体の掻き落とし機能が十分に発揮されないため、耐摩耗性の向上が十分に達成されず、また凝着粉の多量発生によって結果的に耐焼付き性も十分に改善されないという問題点がある。

また、特許文献２においては、Ｓｎ；４〜１２質量％またはそれとＰｂ；０．１〜１０質量％とを含有する青銅系および／または鉛青銅系焼結摺動材料中にＭｏを０．５〜５質量％またはＦｅ−Ｍｏを０．５〜１５質量％添加することによって、優れた潤滑機能と油に対する親和性を与えて低摩擦係数と高耐摩耗性とが付与される旨、開示されている。しかしながら、この開示技術においても、前記特許文献１と同様、Ｍｏ粒子の硬さが十分でないことから、耐摩耗性の向上が十分に達成されず、また凝着粉の多量発生によって結果的に耐焼付き性も十分に改善されないという問題点がある。

なお、この特許文献２に記載された製造方法においては、青銅系および／または鉛青銅系焼結摺動材料粉末を圧粉成形体として、銅メッキを施した鉄製の裏金にそれらの圧粉成形体をセットし、１０ｋｇ／ｃｍ^２以下の圧力を付加しながら加圧焼結するとともに焼結接合して、焼結体の機械的強度を高めた複層焼結部材に関する技術が開示されているが、この製造方法は加圧焼結接合法によるために、適用部品に対する形状的制約が多く、かつ設備的な制約等からも生産性が極めて悪くなるという問題点があり、さらにコスト的にも安価にならないという問題点がある。また、材料的には馴染み性の確保に最も効果的なＰｂを多量に含有させる場合には、Ｐｂが低融点金属成分であることから加圧状態で焼結する場合には焼結体内から流出され易く、同時にＳｎ成分なども多く流出するために、多くのＳｎ、Ｐｂを前記焼結摺動材料中に含有させておくことができないという問題点があるとともに、製造工程においてＳｎ、Ｐｂ成分の流出による環境上の問題点がある。

このほか、潤滑条件が厳しい高面圧、低速摺動環境での馴染み性と耐焼付き性の改善を目的として、２硫化モリブデン（ＭｏＳ_２）、２硫化タングステン（ＷＳ_２）、黒鉛などの層状固体潤滑材を銅系焼結摺動材料に添加する方法も良く知られているが、焼結時において２硫化モリブデン、２硫化タングステンが分解して硬質な硫化銅（Ｃｕ_２Ｓ）が形成され易いため、十分な潤滑作用を得るために多量の添加が必要になり、焼結体が脆弱になるとともにコスト的に高価になるという問題点がある。

また、黒鉛を添加する場合には、青銅系、鉛青銅系焼結材料との反応性はなく、その焼結体の焼結性を顕著に抑制し、焼結材料強度を弱くすることと、焼結時に発生されるＳｎやＰｂリッチな液相と極めて濡れにくいことから、焼結時の発汗性を顕著にして多数の流出孔を形成する等の問題点がある。また、残留する黒鉛が多くなると、焼結層の緻密化が困難になること、黒鉛が多孔質体であること等から境界潤滑性が高まり、高速油潤滑下での摺動特性の改善が期待されるほど発揮されないという問題点がある。

なお、軸受用の摺動材料とは全く異なる使用目的として、ブレーキもしくはクラッチ用の摩擦材として用いられる多孔質青銅系焼結材料では、ドライ、セミドライもしくは境界潤滑状態で高速回転体を制止するための高摩擦係数特性を持つ材料が開発されている。これらの材料は、表１〜表３（非特許文献２および３）に示されるように、５〜１５質量％の多量の黒鉛を添加して多孔質性と低ヤング率性を持たせることを基本として、耐熱性に優れた固体潤滑材黒鉛やＭｏ等の耐熱金属を添加して、制動時の相手材料との融着、焼付きを防止し、３〜２０質量％のＳｉＯ_２やムライトなどの硬質粒子（非金属粒子）を添加することによって摩擦材金属素地の塑性流動を抑え、相手材表面を適度に削り取ることによって摩擦材の耐摩耗性の向上と安定した高摩擦係数化を達成するものである。

しかしながら、この摩擦材料を、本発明のような摺動材料として使用した場合には、次のような問題点がある。
１）高い摩擦係数によって摺動面での発熱が問題になる。
２）非金属粉が高硬度であるために相手材料に過度の摩耗を与える。
３）多量の非金属と金属基地との間の結合が生じ難いために焼結体の強度が低下し、自己の耐摩耗性が十分でない。また、摩擦面から非金属が脱落し易く、その脱落粉が摩擦部位以外の部品を摩耗破損させる場合がある。
４）摩擦材料および相手材は互いに摩耗消耗品として定期的に交換して使用することを前提に設計されている。

一方、青銅系焼結摩擦材料に使用する硬質分散粒子の適正に関しては、特許文献３に開示された例がある。この公報においては、５０〜３００μｍサイズで硬さがＨｖ＝６００以上の硬質粒子で、例えばＣｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖ等の炭化物、Ａｌ、Ｍｏ等の窒化物、Ｃｒ、Ｎｉ、Ｚｒ等の酸化物を５〜４０質量％含有させることによって、摩擦係数が、できるだけ高く、温度、滑り速度および接触圧等の条件に依存しない材料が得られることが開示されている。しかし、この材料についても、青銅系摺動材料として利用するには摩擦係数が高すぎるのは明らかであり、また前述と同様の問題点があるのは明らかである。

また、前述の鉛青銅系焼結摺動材料を鋼板に焼結接合したエンジンメタルのような複層焼結摺動部材においては、その製造方法が、鉛青銅系焼結摺動材料組成の合金粉末を鋼板上に散布した状態で焼結接合するために、少なくともＣｕ−Ｓｎの包晶温度（約８００℃）以上の温度で焼結接合させる際に、散布した合金粉末が焼結収縮するために焼結接合時に剥離し易いという問題点がある。また、Ｐｂを添加しない青銅系合金粉末を焼結接合する場合には、焼結接合に不可欠な液相を発生させるためには包晶温度を越えた温度で焼結する必要があり、この際に散布した合金粉末が鉛青銅系より顕著に収縮するため、鋼板に焼結接合できないという問題点がある。

銅合金鋳物のエンジニアリング・データブック、Ｐ１３４〜Ｐ１５５、日本非鉄金属鋳物協会編集、素形材センター発刊、昭和６３年７月３０日 特開平１１−３５０００８号公報 特開平７−１６６２７８号公報 日本複合材料科学会誌、３（１）、８、１９７７ 工業と製品、Ｎｏ．５９、セラミックスデータブック７６、ｐ３３６、１９７６ 特表平７−５０８７９９号公報

本発明は、このような問題点に鑑みてなされたもので、銅系焼結摺動材料中に鉄に対する耐凝着性に優れた硬質分散相を適量添加することによって、摺動面における局部凝着体の掻き落とし作用を発現させながら相手材料に対するアタック性を少なくし、かつ自身の耐焼付き性と耐摩耗性を改善すること、または、さらに銅系焼結摺動材料中に耐凝着性および潤滑性に優れた軟質の分散相を添加して、前記硬質相による摩擦発熱性を抑制して、焼付き限界性を改善した安価な銅系焼結摺動材料を提供することを第１の目的とするものである。
また、本発明は、前記青銅系および鉛青銅系焼結材料の粉末を鋼板上に散布して焼結接合した複層焼結摺動部材について、散布層の焼結収縮を抑制する元素および／または膨張させる元素を添加することによって安定した焼結接合性を得ることのできる安価な複層焼結摺動部材を提供することを第２の目的とするものである。

前記目的を達成すべく、本発明は、高速、高面圧下における摺動特性だけでなく、低速、高面圧下における摺動特性にも優れた銅系焼結摺動材料を提供するために、
１）相手材料となる鉄との耐凝着性に優れ、かつ耐熱衝撃性に優れたセラミックス等の非金属硬質分散粒子および金属間化合物粒子（硬質な第１分散粒子）の材質選定とその添加量および分散相サイズを適正化することによって、摺動面における局部凝着体の掻き落とし作用を発現させながら耐焼付き性と耐摩耗性を高めるとともに相手材料に対するアタック性を少なくし、
かつ、より厳しい摺動環境下においては
２）銅系焼結摺動材料中に耐凝着性および潤滑性に優れた軟質の分散相（第２分散粒子）を添加し、硬質相による摩擦発熱性を抑制して、焼付き限界性（摺動特性）を改善した
銅系焼結摺動材料を開発したものである。

また、本発明では、銅系焼結摺動材料中に、鉄との耐凝着性に優れ、かつ耐熱衝撃性に優れたセラミックス等の非金属硬質分散粒子および金属間化合物粒子を微細に分散させて、相手材料へのアタック性をできるだけ小さくするように工夫することによって、耐焼付き性を向上させ、Ｐｂ添加量の低減または廃止を図ったものである。

また、Ｍｏ、Ｗ、Ｃｒ、Ｆｅ、Ｃｏ等のＣｕとの顕著な二相分離性を示す金属および／または合金粒子を分散させて、銅系焼結摺動材料の結晶粒度を微細化し、Ｐｂや金属間化合物を微細に分散させることによって、耐焼付き性の向上を図るとともに、前記硬質な第１分散粒子を分散させることによって耐摩耗性と耐焼付き性の向上を図った。とりわけ、少量の硬質な第１分散粒子（非金属粒子および金属間化合物）を分散させながら、Ｍｏ、Ｗ等の粒子を分散させた青銅系、鉛青銅系焼結摺動材料は、後述するように振れまわりを伴いながら高速高面圧下で摺動する油圧ポンプ、モータのシリンダブロックの底面に焼結接合した場合に、極めて良い耐焼付き性と耐摩耗性を示すことを明らかにした。さらに、炭素量を０．１５質量％以上を含有するＦｅ−Ｃ合金粒子は、焼結後の冷却や別の熱処理によって高硬度なマルテンサイト組織化が図れるために、耐摩耗性の向上が容易に図れることがわかる。

さらに、本発明では、前記シリンダブロックのように銅系焼結摺動材料の焼結性を確保するとともに、鉄系材料に焼結接合して利用することに重点を置いており、鉄系材料に対する濡れ性の良い液相を出現させるためのＳｎを１〜１６質量％添加し、またＳｉ、Ａｌ、Ｔｉ、Ｃｒ、Ｐ等の合金元素を添加することによって、鉄系材料との接合性が顕著に高められることを明らかにした。

さらにまた、１２質量％を越えるＳｎを添加した場合には、通常８００℃以上の温度域での焼結中では液相として存在していたものが、冷却・凝固過程においてＣｕ−Ｓｎ金属間化合物（δ相）が粒界部に析出し、またマトリックス中にも細かくβ相が析出し、延展性が抑制されて、凝着性が顕著に軽減することを明らかにした。とりわけ、この作用は、後述する油圧ポンプ、モータのシリンダブロックが良く示す振れまわりを伴う摺動条件などで極めて重要である。また、同様のことは、前記金属間化合物相を多量に分散析出させた摺動材料や酸化物、炭化物、窒化物などの硬質粒子を少量添加した摺動材料においても同じく有効である。

一方、前記青銅系および鉛青銅系焼結材料の粉末を鋼板上に散布して焼結接合した複層焼結摺動部材に対しては、散布した合金粉末が鉛青銅系より顕著に収縮することが原因となる、裏金との焼結接合不良を防止するために、散布層の焼結収縮を抑制するものを添加することによって、安定した焼結接合性が得られることを明らかにした。

要するに、第１発明による銅系焼結摺動材料は、
Ｃｕ、Ｓｎ、Ｃａ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｓｂ、Ｔｅの２種以上よりなる金属間化合物が１種以上分散され、その添加量が金属間化合物として０．１〜１０体積％になるようにされていることを特徴とするものである。

本発明においては、前記酸化物、炭化物、窒化物、炭窒化物、硼化物のうちの１種以上よりなる非金属粒子が０．１体積％以上で４体積％未満含有され、それらの分散相としての総量が０．１〜１０体積％になるようにされているのが好ましい（第２発明）。

また、前記各発明において、Ｍｏ、Ｗ、Ｃｒ、Ｃｏ、Ｆｅ、Ｆｅ−Ｃからなる金属および／または合金粒子が０．５〜５．０質量％分散されているのが好ましい（第３発明）。さらに、ＭｎＳが１質量％以下および／または黒鉛が１質量％以下含有されているのが好ましい（第４発明）。この場合、前記ＭｎＳおよび／または黒鉛の平均粒径が２０〜２００μｍ以下とされるのが良い（第５発明）。

さらに、前記各発明において、少なくともＳｎが１〜１６質量％含有され、Ｐｂが０〜２５質量％含有されているのが好ましい（第６発明）。また、Ｓｎが１２〜１６質量％添加されて、当該焼結摺動材料組織中にＣｕ−Ｓｎ化合物相が分散析出されているのが好ましい（第７発明）。この場合、さらに、Ｚｎ、Ｍｎ、Ｂｅ、Ｍｇ、Ａｇ、Ｂｉの１種以上の合金元素およびＭｏＳ_２、ＣａＦ_２、ＷＳ_２などの固体潤滑剤が含有されているのが良い（第８発明）。

（１）硬質な第１分散粒子材の選定について
前記特表平７−５０８７９９号公報によれば、適正な硬質分散粒子として、５０〜３００μｍサイズで、硬さがＨｖ＝６００以上の、例えばＣｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｖの炭化物、Ａｌ、Ｍｏの窒化物、Ｃｒ、Ｎｉ、Ｚｒの酸化物を５〜４０質量％含有させることによって、摩擦係数ができるだけ高くて、温度、滑り速度および接触圧に特に依存せずに一定の材料が得られることが開示されており、この硬質粒子の選定範囲は、ＳｉＯ_２、Ａｌ_２Ｏ_３、ムライト等を含めると、極めて広範な化合物相に拡大解釈される。これに対して、本発明で対象とする摺動材料は、広範囲な滑り速度および接触圧においても摩擦係数ができるだけ低く、とりわけ耐摩耗性と耐焼付き性に優れる摺動材料であって、相手材料（鉄系材料）に対するアタック性を最小限に抑えることを主旨としている。そして、本発明では、このような観点から硬質な第１分散粒子の剥ぎ取り作用により耐摩耗性を付与し、かつその材質、添加量およびそのサイズの適正化を図ることによって、低速、高速の両摺動条件においても馴染み性、耐焼付き性および耐摩耗性に優れた銅系摺動材料を開発したものである。

（１−１）酸化物、炭化物、窒化物、炭窒化物（硬質な非金属粒子）
前述のように、一般的には、硬質な第１分散粒子（非金属粒子）の剥ぎ取り作用は、非金属粒子の硬さとともに、そのサイズが大きくなるほどに顕著になり、耐摩耗性は顕著に向上すると考えられるが、後述するように例えばＺｒＢ_２、Ａｌ_２Ｏ_３、ＳｉＯ_２の各硬質粒子を０．３質量％添加した際の耐焼付き性はＺｒＢ_２（Ｈｖ＝３０００）が最も悪く、Ａｌ_２Ｏ_３（Ｈｖ＝２０００）、ＳｉＯ_２（Ｈｖ＝７８０）の順に顕著に改善され、硬質な第１非金属粒子が硬いだけでは耐焼付き性や耐摩耗性が単純に改善されない。

また、サイズの異なるＡｌ_２Ｏ_３とＳｉＯ_２の添加の比較データからは、Ａｌ_２Ｏ_３のサイズが大きくなるほど耐摩耗性は顕著に向上するが、耐焼付き性が悪くなること、またＳｉＯ_２の添加においてはそれほどサイズ効果の影響が顕著でないことがわかった。とりわけ、相手材の硬さ（浸炭焼入れ鋼での表面硬さＨｖ＝９００）以上の硬さのＡｌ_２Ｏ_３の硬質粒子では、そのサイズが大きいほど相手材料に対するアタック性が顕著であり、またＨｖ１０００以上の硬質非金属粒子（例えばＡｌ_２Ｏ_３、ＴｉＮ）では、平均粒径が５μｍ以下の微細粒子を分散させて使用することが相手材料に対するアタック性を低減させる上から好ましい。

なお、この硬質粒子サイズに関しては、ＳｉＯ_２、ＺｒＯ_２では平均粒径約２０μｍにおいてもＡｌ_２Ｏ_３のような顕著なアタック性は認められなかった。この結果は、これら粒子の硬さがＡｌ_２Ｏ_３ほど硬くなく、とりわけＳｉＯ_２はヤング率がベース材料のＣｕ合金や相手材料となる鋼のヤング率よりも低いことによるソフトな剥ぎ取り作用を示すこと、および、後述の摺動面での剥ぎ取り作用時に発生し易い熱衝撃的な応力に対する強度に優れていることも重要な要因であると考えられる。

ところで、後述する本発明の実施例に先立って実施したＡｌ_２Ｏ_３セラミックス焼結体の潤滑下における定速摩擦摩耗試験では、Ａｌ_２Ｏ_３セラミックス焼結体が高速摺動条件下では極めて低い焼付き限界値（ＰＶ値）を示した。この原因は、Ａｌ_２Ｏ_３摺動面での熱衝撃的な応力による破壊的摩耗粉の発生によるものである。このことは、塚本、高橋、駒井、葉山らが、「粉体および粉末冶金」３１、ｐ２９０（１９８４）において、摩擦材料中のＡｌ_２Ｏ_３が熱衝撃的な応力によって破壊することを報告していることからも明らかである。

以上の事実から、本発明では、前記硬質な第１非金属粒子材料としては、その非金属粒子が前述のように摺動面における掻き落し作用に関与する必要性から、まず、Ｈｖ３５０以上の適度な硬さを持つとともに、相手材料となる鉄に対する耐凝着性に優れるだけでなく、その非金属粒子がこのような摺動面での掻き落し作用時の急速加熱、急速冷却の過酷な熱衝撃を受ける環境に置かれることに着眼し、その非金属粒子が耐熱衝撃性に優れた材質であることが銅系焼結摺動材料の硬質分散粒子材料として適していることを明らかにした。

したがって、非金属粒子が耐熱衝撃性に優れるための特性要因としては、
１．熱膨張係数が極めて小さい、２．熱伝導性が高い、３．ヤング率が小さい、４．塑性変形性を有する等のうち少なくとも１つ以上に適合していることが必要である。本発明で提案するＳｉＯ_２は極めて小さな熱膨張係数を示し、かつ、前述のように鋼以下の低ヤング率であること、さらに、前述のように焼き入れた鋼と同じ程度の硬さをもち、鋼材に対するアタック性が小さいことなどを考え合わせても最も適した材料であることは明らかである。またＳｉＯ_２と類似の耐熱衝撃材料としては、コージェライト、スポジュメン、ユークリブタイト、Ａｌ_２Ｏ_３・ＴｉＯ_２等が有効であることは明らかである。

なお、前述のＡｌ_２Ｏ_３のように熱衝撃的な応力に対して脆弱な場合においても、その分散させる粒子サイズを５μｍ以下に微細化することによって改善されることは明らかである。

また、炭化物、窒化物、炭窒化物の硬質分散粒子は、一般的に熱伝導性に優れる観点から熱衝撃性に優れるが、後述するＴｉＮ添加の例から、さらに鉄系材料の切削工具に使用されている例から、ＷＣ、ＴｉＣ、ＴｉＣＮ、Ｓｉ_３Ｎ_４、ＴａＣ、ＨｆＣ、ＺｒＣ、Ｍｏ_２Ｃ、ＶＣ等の炭化物、窒化物、炭窒化物が適していることは明らかである。これらの硬質分散粒子はその製造方法からして平均粒径が２μｍ以下と極めて細かいために、銅系焼結摺動材での均一分散性に問題となる場合があるので、本発明では、これらの炭化物、窒化物、炭窒化物とＣｏ、Ｎｉとからなるサーメット粒子がその耐熱衝撃性という観点からしても優れているので、硬質非金属粒子として利用できる。また、それら添加するサーメット粒子の平均サイズは特別規定されるものではないが、後加工上の問題がある場合には７０μｍ以下に調整しておくことが好ましい。

また、非金属粒子が硬すぎる（例えばＨｖ＝１０００以上）場合には、相手材料に対するアタック性を軽減するために、分散粒子を５μｍ以下に微細化することは前述の通りであるが、ＳｉＯ_２（Ｈｖ＝７８０）、ＺｒＯ_２（Ｈｖ＝１０５０）では平均粒径が２０μmであってもＡｌ_２Ｏ_３のような顕著なアタック性が認められなかったことから、Ｈｖ＝１０００以下の分散粒子の適正な平均粒子サイズは一般冶金用粉末サイズの７０μm程度であってもさほど大きな問題にならないと考えられるが、より細かいほどアタック性は低減するので、より安全的には４５μm以下であることが好ましく、後述の焼結材料の結晶粒内への分散性を考慮した場合には、１０μm以下であることがより好ましい。

また、通常、非金属粒子の添加は銅系焼結摺動材料の焼結性を阻害し、かつ１μｍ以下に微細化された非金属粒子では粒子間の凝集性が顕著になるため、一般冶金粉末との均一な混合がより難しくなり、焼結体中の粒界に連続して分散したり、凝集した脆弱な焼結体になることや、後述するように裏金上にこれら焼結摺動材料用の混合粉末を散布して焼結接合する時の接合性が確保されないことなどが危惧されるので、非金属粒子としては、微細化する必要性の無いＳｉＯ_２、ＺｒＯ_２・ＳｉＯ_２、コージェライト、スポジュメン、ユークリブタイト、Ａｌ_２Ｏ_３・ＴｉＯ_２などや前記サーメット粒子の使用が極めて良いことは明らかである。また、微細な粉末の代わりにファイバー状もしくは針状の非金属粒子を添加することは、前記混合、散布時の偏析・分離を防止する上で好都合であり、特に市場入手性の良いＡｌ_２Ｏ_３・ＴｉＯ_２はファイバー状のものを利用できる。

前記非金属粒子の添加量に関しては、ＳｉＯ_２、Ａｌ_２Ｏ_３粒子１．０質量％で既に耐摩耗性の改善効果が飽和しており、ＳｉＯ_２、Ａｌ_２Ｏ_３の比重をそれぞれ２．２ｇ／ｃｍ^３、３．９ｇ／ｃｍ^３とすれば、その摺動面においてＳｉＯ_２、Ａｌ_２Ｏ_３の占める面積％（体積％）は約４．０％、２．２％であることから、前記硬質粒子分散による摺動材の耐摩耗性改善作用はほぼ４面積％（体積％）未満で適正化されており、それ以上の添加量ではむやみに摩擦係数が大きくなり、相手材料に対するアタック性を増大させるので、摺動材料に添加する量としては４体積％未満とするのが良く、好ましくは２体積％程度とするのが良い。また、この添加量の下限値としては、前記耐摩耗性の改善効果がより明確に現れ始める０．２体積％が適正である。

さらに、摺動材料を変えて、マトリックス硬さ（Ｈｖ＝４０〜１６０）と適正添加量との関係を調査した結果、マトリックス硬さが高いほど、例えばＡｌ_２Ｏ_３の添加量は少量で前記効果が発現されることがわかり、その添加量は０．０５〜０．５質量％の範囲にあることがわかった。例えば極めて軟質なＣｕ−２５質量％Ｐｂ（鉛銅焼結摺動材料）においては、例えばＳｉＯ_２の添加量は２．０質量％程度までの添加が可能と考えられ、その摺動面に占めるＳｉＯ_２の面積％は約８面積％であった。この硬質粒子の適正添加量が多くなる理由としては、硬質粒子が相手材凝着物を剥ぎ取る力がマトリックス硬さに比例して小さくなるためと考えられる。また、Ｃｕ−２５質量％Ｐｂという軟質マトリックス摺動材料の耐摩耗性改善効果においても、相手材料へのアタック性を考え合わせた場合には、硬質非金属粒子の添加量は０．０５〜１．０質量％の範囲が適正と考えられるが、相手材料に対するアタック性をより重視した場合には、やはり０．５質量％未満程度に抑えて使用することが好ましい。また、Ｐｂ添加量が１０質量％を越えない青銅および／または鉛青銅系焼結摺動材料においては、０．５質量％未満の添加がより好ましい。

また、焼結後の摺動材料組織としては、結晶粒界に前記非金属粒子がつながることは好ましいことではなく、本来は非金属粒子の多くが銅系焼結摺動材料の結晶粒内に分散されることが望ましいが、本発明で必要とする非金属硬質粒子の添加量は４体積％未満で、好ましくは２体積％（ＳｉＯ_２相当で０．５質量％）程度と極めて少なく、かつ平均粒径が１０μｍ以下の場合には、銅系焼結摺動材料が十分緻密化する条件で焼結する場合には、焼結中の粒成長によってその多くの非金属粒子が粒内に取り込まれるので、その脆弱性が更に軽減されるのは明らかである。

さらに、焼結摺動材料の馴染み性を阻害しないようにするという観点からは、焼結摺動材料硬さがほぼ同じ範囲内（硬さの１０％）になることが好ましいが、本発明において非金属硬質粒子を０．０５〜０．５質量％の範囲で添加することによる硬度上昇はほぼ無視でき、馴染み性が阻害されることはない。

また、後述するように、Ｍｏ、Ｗの金属粒子の分散作用についても検討したが、とりわけ耐摩耗性に対する改善効果が極めて小さく、本発明ではごく微量の硬質粒子分散による銅系焼結摺動材料の耐摩耗性を改善する材料として、非金属の硬質粒子が最も適していることが明らかになった。また、２体積％未満の硬質粒子とＭｏ、Ｗを共存添加することによって、顕著な耐摩耗性改善効果と耐焼付き性改善効果とが確認された。

（１−２）金属間化合物
金属間化合物は、一般的に金属よりもはるかに硬質であるが、前記酸化物、炭化物、窒化物、炭窒化物に比べて金属に近い特性（例えば耐熱衝撃性、塑性変形性に優れる等）を示すことが知られている。また、塚本、高橋、駒井、葉山らは、「粉体および粉末冶金」３１、ｐ２９０（１９８４）において、摩擦材料における高い摩擦係数の発現と、摩擦材料の耐摩耗性の向上を目的として、各種金属間化合物を多量添加した場合の検討を行っており、摩擦材料に適した金属間化合物として、金属間化合物の硬さがＨｖ＝３５０以上で、かつその軟化温度が４００℃以上であることが好ましいことを報告しているが、前述のＺｒＢ_２、Ａｌ_２Ｏ_３の例でも明らかなように、金属間化合物の硬さの関係からだけで、摺動特性を改善することができないことは明らかである。

本発明では、金属間化合物の硬さだけでなく、金属間化合物自身が優れた耐焼付き性を発現するようにして、優れた摺動特性および／または耐摩耗性を得ることを目的とするために、金属間化合物が相手鉄系材料と局部的凝着を起しても、これら局部的凝着が自発的に成長し難いための成分系からなる金属間化合物を熱力学的手法に基づいて明らかにした。成分選定として、接触部での凝着によってＦｅと金属間化合物を構成する元素とが合金化する際の熱力学的過剰エネルギーがより大きな正の値で、化学的にはＦｅ元素と金属間化合物構成元素とが凝着合金中において強く反発し合う元素からなる金属間化合物を使用することを特徴としている。

（１−２−１）熱力学的にＦｅ原子と強く反発する２種以上の元素から構成される金属間化合物
摺動面での局部的凝着によってＦｅと金属間化合物を構成する元素が合金化する際の熱力学的過剰エネルギーが大きな正の値を取り、合金化する前の状態よりも不安定なエネルギー状態になる場合には（吸熱反応）、その局部的な凝着反応が自発的に進行することは無くなり、この条件に適合する金属間化合物は耐焼付き性に優れたものとなることは明らかである。また、このような条件を有する金属間化合物を構成する元素はＦｅ原子と強く反発し合う元素から構成されていることが必要となる。

なお、Ｆｅと強く反発する元素Ｍは、Ｆｅ−Ｍ合金中におけるＦｅと元素との熱力学的相互作用パラメータΩＦｅＭが大きな正の値を持つように解析され、さらに、Ｆｅ−Ｍ二元系状態図的にはＦｅとＭとが均質に混じり合わない二相分離で表されるか、より極端には、Ｆｅ中にその原子間の反発力によって、Ｆｅ中に固溶しない状態図で表される。より具体的には、ＨＡＮＳＥＮの状態図から、
１）Ｆｅと二相分離するか、熱力学的にΩＦｅＭ≫０であることがわかっている元素（Ｍ）として、Ｂｅ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｍｎ、Ｃｕ、Ａｕ、Ｚｎ、Ｓｎ、Ｓｂ、Ｓ、Ｏ等が挙げられ、さらに、
２）Ｆｅにほとんど固溶しない元素として、Ｐｂ、Ｂｉ、Ａｇ、Ｌｉ、Ｎａ、Ｋ、Ｍｇ、Ｃａ、Ｒｂ、Ｓｒ、Ｂａ、Ｃｄ、Ｔｅなどが挙げられる。

従って、鉄との状態図で顕著な二相分離線を示すＣｕを主成分とする摺動材料に、前述の鉄と反発する合金元素の１種以上を添加した銅合金系焼結摺動材料とすることは、摺動特性だけでなく、強度的な観点からも好ましい。また、Ｃｕの強度向上と焼結性の容易化のためにＳｎを多量に添加した青銅系焼結材料中に、δ相、β相、γ相等のＣｕ−Ｓｎ系の金属間化合物を析出分散させることは、焼結摺動材料のコスト的な点においても好ましい。同様の観点からすれば、例えばＣａＣｕ_３、Ｃａ_２Ｓｎ、ＣｒＭｎ_３、Ｃａ_３Ｓｂ_２、Ｃａ_３Ｔｌ_４等を分散させることも有効である。また、同時に、Ｚｎ、Ｂｅ、Ｃｒ、Ｍｎ等の合金元素を追加添加してより高強度化を図ることは摺動材料としても好ましい。

なお、前記Ｍｏ、Ｗは鉄と反発する元素であるとともに、青銅材料の主成分であるＣｕ、Ｓｎと強力に反発し合う元素であるために、青銅系焼結摺動材料中に金属粒子として分散し、青銅系焼結摺動材料の耐焼付き性を改善するように作用するが、前記セラミックスや金属間化合物ほどに硬質でない（Ｍｏ；Ｈｖ１８０、Ｗ；Ｈｖ１２０〜３５０、Ｃｒ；Ｈｖ７００〜８００）ために耐摩耗性を改善するものではない。

同様に、前記ＣｒもＣｕ、Ｓｎと強力に反発し合う元素であるために、青銅系焼結摺動材料中に金属粒子として分散し、かつＭｏ、Ｗよりも高硬度であることから、前記掻き取り作用が大きく、より少量の添加によって耐摩耗性を顕著に改善することが期待されるが、ＣｒのＦｅに対する反発力がＭｏ、Ｗほどに大きくないことから、耐焼付き性の改善効果が小さいのは明らかである。

したがって、本発明では、耐焼付き性と耐摩耗性とを両立させる観点から、前記硬質粒子や金属間化合物とＣｒ、Ｍｏ、Ｗ粒子とを複合添加して利用することを主旨とするが、このＣｒ、Ｍｏ、Ｗ粒子の適正な添加量は、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ粒子の相手材料に対するアタック性が小さいことから、前記セラミックスや金属間化合物の添加量よりも多く、５質量％未満の範囲が好ましい。より好ましくは、その添加作用が２質量％あたりで飽和し始めることと、多量の添加がコスト的に高くなることから、その効果が十分に発揮され始める添加量である０．５〜２．０質量％の範囲にするのが良い。とりわけ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗを多量に添加する場合には、鉛青銅系焼結摺動材料の結晶粒が顕著に微細化されると同時に、Ｐｂや前記Ｃｕ−Ｓｎの金属間化合物が微細に分散され、高速摺動特性が顕著に改善されることが本発明の１つの特徴である。

さらに、結晶粒を微細化する作用は、青銅材料の主成分であるＣｕと強力に反発し合う元素であるＣｏ、Ｆｅを添加することおよび／またはＦｅＣｏ規則相やＦｅ−Ｃ合金を分散させることによっても達成され、また結晶粒微細化による前記青銅、鉛青銅系焼結摺動材料の高速摺動特性改善が期待される。

また、Ｆｅ−Ｃ合金の相手鉄系材料に対する耐焼付き性を高めるために、焼結後の冷却過程もしくは別熱処理によって焼き入れ硬化したマルテンサイト組織のものを利用することが好ましい。

（１−２−２）ΩＦｅＭ≪０の組み合わせによる二相分離系の出現と金属間化合物
前記硬質非金属分散相としての金属間化合物においては、鉄と反発し合う２種以上の元素からなる金属間化合物の例について述べたが、これとは全く逆に、鉄と強く引き合う（ΩＦｅＭ≪０）２種以上の金属で、かつ元素同士が互いに引き合う合金の組み合わせにおいても、３元系Ｆｅ状態図において二相分離が起こることが熱力学的に証明されている。したがって、これらの元素を２種以上組み合わせた金属間化合物を分散させることによって前述の耐凝着性や耐摩耗性の向上と同様の作用が現出されることは明らかである。

より具体的には、Ｆｅと強力に引き合う元素としては、一般的に、その状態図中に規則相を形成することが記載されていることが多く、また記載されていない場合でも前記ΩＦｅＭ≪０であることが多くの元素について計測されており、Ａｌ、Ｓｉ、Ｐ、Ｓｂ、Ｔｉ、Ｖ、Ｃｏ、Ｎｉ、Ｆｅ、Ｚｒ、Ｎｂ、Ｐｄ、Ｈｆ、Ｔａ、Ｐｔ等の多くの元素が挙げられ、これらの元素のうちで互いに引き合う２種以上の元素からなる金属間化合物が銅系摺動材料中に分散している場合にも、前記ΩＦｅＭ≫０の場合と同様に耐凝着性に優れる摺動材料として利用できることは明らかである。

なお、後述の実施例において、高強度なＣｕ−Ｎｉ−Ｓｎ系焼結摺動材を用いてＮｉ−Ｓｉ金属間化合物（Ｎｉ_３Ｓｉ）の分散析出量とその摺動特性の関係を明らかにしているが、微細な金属間化合物の析出に伴って耐凝着性が改善され、さらにセラミックス系分散粒子、ＭｎＳ、黒鉛の共存によって顕著に耐摩耗性と耐凝着性に関しても改善され、前述の二相分離系金属粒子分散と同様の効果が確認され、さらにＮｉＡｌ_３、Ｔｉ_２Ｐの分散においては耐凝着性と耐摩耗性の改善が認められている。したがって、同様の金属間化合物としては、Ｔｉ、Ｖ、Ｆｅ、Ｎｉ、Ｃｏ、Ａｌ、Ｓｉ、Ｐの２種以上からなる化合物が対象となるが、とりわけＳｉ系金属間化合物はＨｖ＝１０００を越える硬質な場合が多いために、平均粒径が５μｍ以下になるように分散させることが好ましい。

なお、ＦｅＣｏやＦｅ_３Ａｌ、ＦｅＡｌ、ＦｅＳｉ、Ｆｅ_３ＳｉなどはＢＣＣ構造の規則相であるが、ＦｅＣｏ、Ｆｅ_３Ａｌ、ＦｅＡｌ、ＦｅＳｉ、Ｆｅ_３Ｓｉともに金属間化合物として扱えることは明らかである。

さらに、前記Ａｌ化合物、Ｔｉ化合物および／またはＰ化合物（隣化物）の多くの化合物はビッカース硬さでＨｖ＝９００を越えることはあまりなく、浸炭焼入れを施して利用する鋼を相手材料とする場合にはアタック性はあまり問題にならないことが多い。しかし、後述するように硬質なＴｉ_２Ｐを析出させた結果、相手材料が摩耗する場合には、Ｔｉ_２Ｐ量を低減させることは勿論であるが、前記ＭｎＳ、黒鉛等の潤滑性物質を複合添加することが望ましい。

さらに、代表的な金属間化合物として、ＮｉＡｌ、ＮｉＡｌ_３、ＮｉＴｉ、Ｎｉ_３Ｔｉ、ＣｏＡｌ、Ｃｏ_３Ａｌ、ＴｉＡｌ、Ｎｉ_３Ｓｉ、Ｖ_５Ａｌ_６、Ｆｅ_３Ａｌ、ＦｅＡｌ、Ｔｉ_２Ｐ（燐鉄（Ｆｅ２７％Ｐ）とＴｉの複合添加）、ＦｅＣｏ、ＦｅＶ、Ｆｅ_２Ｔｉ、Ｆｅ_２Ｚｒ、Ｆｅ_２Ｎｂ等が挙げられる。

前記金属間化合物の中には、Ｓｉ系金属間化合物のようにＨｖ＝９００を越える硬質のものがあり、この場合には前記セラミックス系硬質分散粒子と同様に下限添加量は０．０５質量％に設定することが好ましい。さらに、ＮｉＡｌ（γ'相、比重；５．９ｇ／ｃｍ^３）系の金属間化合物では、高力黄銅４種およびそれらの同等材での添加量が
４質量％＜Ａｌ＋Ｓｉ＜６質量％
３．５質量％＜Ｎｉ＋Ｃｏ＋Ｆｅ＜６．５質量％
であり、これらの材料中の複合金属間化合物（Ｎｉ、Ｃｏ、Ｆｅ）（Ａｌ、Ｓｉ）であることから、前記金属間化合物は他の合金元素を固溶した複合金属間化合物であっても良い。

なお、これら金属間化合物相はその硬さがＨｖ＝９００を越えることはなく、さらにＣｕ−１０質量％Ｎｉ−３．３３質量％Ｓｉ系焼結摺動材料の例では、粒内でのＮｉ_２Ｓｉの析出サイズは２μｍ以下と微細で、その析出量は約１０体積％程度であり、これ以上では効果が逆に劣化していることから、適正な析出量は１０体積％以下が好ましいことがわかった。より好ましくは、７質量％Ｎｉ＋２．３３質量％Ｓｉが良い摺動特性を示すことから、１０質量％以下で使用するのが良い。また、同様に、本発明における金属間化合物量もしくは複合金属間化合物の添加量においても、金属間化合物を１０体積％以下もしくは金属間化合物を構成する主元素の和を１０質量％以下（体積％では約７体積％以下）に限定して利用するのが好ましく、こうすることがコスト的にも有利である。

なお、これらの金属間化合物は金属間化合物粉末としても、あるいはＮｉ、Ｓｉ添加の例でも明らかなように各素粉末を合わせて添加することによって反応析出させるようにしても良い。

また、前述のように本発明では、急激な閉空孔化による焼結性の劣化を防止するために、ガス抜けのための気孔形成や流出孔の形成防止を図る金属間化合物粉末として添加する方がより好ましい。

なお、５質量％Ａｌ以上を含むＦｅ_３Ａｌ規則相はその硬さがビッカース硬度Ｈｖ＝３００〜３５０にあり、かつＮｉ、Ｃｏなどの合金元素を１０〜２０質量％程度に添加した場合には、約６００℃の時効処理によってＨｖ＝８００レベルにまで硬化することができる特徴を有しているために、分散相としての自由度が大きく、かつコスト的にも有利である。

（２）軟質な第２粒子分散材の選定について
軟質粒子分散材としては従来から良く知られているＭｏＳ_２、ＷＳ_２などの固体潤滑材をイメージするが、この硬質粒子分散材の存在による摺動特性改善の機構は、硬質粒子による摺動面における局部凝着体の掻き落とし作用中に相手材と直接的に摺動する摺動面の固体潤滑を高めることにあり、この結果として、相手材へのアタック性を顕著に低減させるとともに、耐焼付き性を改善させることにある。これは前述のような摩擦材料の潤滑成分としてほぼ同じ効果を期待するものであるが、本発明では、前記表１、２、３にも示されている通常の添加量に比べてその添加量を１質量％以下と、極めて少ない量に抑えている。この理由は、前述のように黒鉛を多量に添加した場合には、焼結層が多孔質になり、流体潤滑性が明らかな境界潤滑性に移るために、高い摩擦係数を発生させるためである。また、前述のように硬質な第１非金属粒子の量が極めて少量で、かつそれらのサイズを適正化したことによって、強度劣化を引き起こす軟質な第２分散粒子量を極小化できたことは焼結摺動材料の強度面では極めて好ましいことである。

前述の固体潤滑性に富む軟質粒子材料としては、固体潤滑ハンドブックに記載の各種の固体潤滑材料の適用が可能であるが、これらのうちＭｏＳ_２、ＷＳ_２などのように、前記銅系焼結摺動材料の焼結時にＣｕと反応し、ＭｏＳ_２やＷＳ_２が分解して軟質な銅の硫化物を形成し易い軟質粒子の添加を避けることが望ましい。また、ＭｏＳ_２、ＷＳ_２が極めて高価な物質であるために、本発明では、これらを適用する場合には、水ガラス等の反応防止材料をＭｏＳ_２、ＷＳ_２粒子表面にコーティングするか、もしくは水ガラス等で造粒した粒子を添加することが効果的である。

なお、黒鉛は焼結時にＣｕ、Ｓｎとの反応性がないことから、前記水ガラスコーティングは必要ないが、黒鉛粒子が微細であるほど、焼結時において黒鉛が焼結摺動材料の粒界に連続して分散し、焼結体強度を顕著に脆弱化させるので、その場合には、０．０２ｍｍ以上に破砕した黒鉛粒子や前記水ガラスを使った造粒黒鉛粒子を使用することが好ましい。また、黒鉛を前記摩擦材料のように多量に添加した場合には、黒鉛が極めて多孔質なものであり、高速摺動油潤滑下での油膜形成を阻害して摩擦係数を高める働きがあることが確認されていることから、本発明のように、低速、高速の両条件に適用する摺動材料では必要量以上に黒鉛が添加されるのは好ましくない。

また、青銅および／または鉛青銅系焼結材料中に黒鉛を添加する場合には、焼結時のＳｎ、Ｐｂの発汗現象を抑えるために、Ｓｎ、Ｐｂと金属間化合物形成能が高く、Ｓｎ、Ｐｂとの親和性に富む元素および／または炭素との親和性に富む元素であるＴｉ、Ｃｒ、Ｍｇ、Ｖ、Ｚｒ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｏのうちの１種以上を添加しておくことが好ましい。とりわけ、焼結材料中にＳｉ、Ａｌを含有する場合には、Ｓｎ、Ｐｂの発汗性が顕著になるので、Ｔｉ、Ｃｒ、Ｍｇ、Ｖ、Ｚｒ、Ｍｎ、Ｎｉ、Ｃｏのうちの１種以上を添加しておくことが好ましい。

さらに、１０質量％Ｐｂ添加の鉛青銅系焼結材料に近い馴染み性と摺動特性を発揮させるためのＰｂレス材として、ＭｎＳを代替利用する場合のそのＭｎＳの添加はＰｂの体積％と同じ体積％を含有することと近似すれば、約５質量％と予測される（ＭｎＳの密度５．２ｇ／ｃｍ^３、Ｐｂの密度１１．３４ｇ／ｃｍ^３）ことは明らかであるが、前記非金属硬質粒子分散による改善効果によって、その添加量は１質量％で十分に効果的である。

なお、多量のＭｎＳを添加する場合には、前記黒鉛のように焼結体の粒界にＭｎＳが連続して分散して、焼結体強度を顕著に劣化させる問題があるので、ＭｎＳ粉末のサイズを使用する一般冶金粉末サイズレベル（０．０２ｍｍ以上）もしくはそれ以上に大きくすることが好ましい。また、ＭｎＳなどの前記粒界での連続した分散を回避する方法としては、青銅、鉛青銅および／または銅粉末溶製時にＭｎＳを予め合金化させておくことが好ましい。また、前記青銅系焼結摺動材料のサルファアタックを防止するために、Ｔｉ、Ｚｎ、Ａｌ、Ｎｉ、Ｍｎ等の１種以上の合金元素を添加することや、その他銅合金特性を改善するための合金元素を含有させることは、本発明の主旨を越えるものではない。

（３）複層焼結摺動部材
本発明は、前記銅系焼結摺動材料を鉄系裏金材料に焼結接合してなる複層焼結摺動部材を提供するものである。すなわち、第９発明による複層焼結摺動部材は、
前述の各銅系焼結摺動材料を鉄系材料に焼結接合してなることを特徴とするものである。

本発明に係る複層焼結摺動部材においては、Ｓｎおよび／またはＰｂが含有されてなる焼結摺動材料のプレス成形体が鉄系材料に焼結接合されてなり、前記鉄系材料と焼結接合された焼結体の成分として、銅よりも鉄に対する親和力が大きく、かつ鉄のγ相に対するよりもα相を安定化させるＣｒ、Ｓｉ、Ａｌ、Ｐ、Ｔｉの１種以上の元素が０．１〜２質量％の範囲で含有されているのが好ましい（第１０発明）。

また、Ｓｎおよび／またはＰｂが含有されてなる焼結摺動材料組成の混合粉末を鋼板上に散布し、８１０℃以上の温度で一次焼結接合した後に散布焼結層を機械的に高密度化して二次焼結して使用するに際して、前記一次焼結時に散布した混合粉末層が焼結収縮によって鋼板と剥離しないように、焼結層を膨張させるＳｉ、Ａｌ、Ｔｉ、Ｃｒおよび／または焼結層の収縮を抑制する非金属粒子の１種以上が含有されているのが好ましい（第１１発明）。ここで、Ｓｎの添加方法として、Ｃｕ３０質量％Ｓｎ以上のＳｎを含有するＣｕ−Ｓｎ系合金粉末および／またはＳｎ素粉末を利用することによって、前記一次焼結時の焼結層を膨張させるのが良い（第１２発明）。

銅系圧粉成形体を鋼に焼結接合する方法については、本出願人の提案になる特開平１０−１７０４号公報に開示された技術がある。この開示技術によれば、銅鉛、青銅、鉛青銅系焼結摺動材料に０．２〜３．０質量％のＴｉを含有させることによって、鋼に対する焼結接合性を改善し、かつその摺動特性を改善した点が示されている。

ところで、銅系焼結材料を機械加工する際には、工具摩耗が激しくなる問題があり、この工具摩耗の軽減に寄与するための焼結接合性を促進する新たな元素の選定が望まれている。

本発明では、銅系焼結摺動材料の圧粉成形体を鋼に焼結する際の各種合金元素の影響を詳しく調査し、
１）後述の油圧ポンプ、モータのシリンダブロックの底面に焼結材を接合焼結するような大面積の焼結接合であっても、安定した焼結接合性が発現され、かつ
２）機械加工時の工具摩耗がより少ない合金元素の選定を行った。

青銅系粉末を前述のように安定して焼結接合する場合の最大の問題点は、焼結素材から発生する各種ガスの取り込みにある。Ｃｕ−Ｓｎ系液相を出現させながら、密度を高める過程において、とりわけ約７００℃以上の温度域における液相出現に伴うガス発生と、適度な緻密化によるその発生ガスの取り込みによる焼結体の膨れと、例えばＳｎ流出孔の閉塞化による緻密化阻害現象が主な焼結接合阻害要因であるが、前述のようにセラミックス粒子を分散させることによって、焼結時の急激な収縮による焼結体内の閉空孔化を防止することができる。さらに、本発明では、液相発生による急激なガス発生に対する通気性を確保するために、還元作用の強力な元素であると同時に、液相発生の急激な７００〜８５０℃で一旦焼結体を膨張させて前記ガスの通気孔を形成させる元素を添加することとした。より具体的には、Ｔｉ、Ｃｒ、Ｆｅ、ＦｅＰ（燐鉄）、Ｓｉ、Ａｌの各元素を添加することによって前記緻密化阻害現象が防止されるが、焼結接合時の接合に関与する液相はＣｕ−Ｓｎ系合金のＳｎ添加によるものとして、そのＳｎ添加量を１〜１５質量％とした。また、焼結接合温度は、その接合性を確実なものとするために、７００℃以上で一旦膨張させた焼結体を緻密化して、焼結接合による接合不良の発生を防止する目的で、少なくともＣｕ−Ｓｎ２元系合金の包晶温度（約８００℃）以上とした。

また、前記焼結接合性を改善するＴｉ、Ｃｒ、Ｆｅ、ＦｅＰ（燐鉄）、Ｓｉ、Ａｌは鉄との親和性に優れ、かつ鋼に対してはフェライト生成元素として作用し、焼結接合面の鋼側の冷却による鋼の変態膨張性をなくすか、もしくは軽減する作用がその安定した焼結接合性を実現していることは明らかである。なお、青銅中のＳｎも鋼に対してはフェライト相安定化元素であるが、鉄とは反発し合う特性があるために、鋼中への拡散浸透性が小さく、焼結接合界面におけるフェライト相の形成に有効でない。同じ観点からすれば、Ｃｏ、Ｖ、Ｚｒ等も同じ作用を示すことは明らかであり、本発明の主旨範囲に含まれるものである。

さらに、Ｔｉ、Ｃｒ、Ｓｉ、Ａｌ等の添加については、それらの素粉末が添加されても、あるいはそれらの元素を含む母合金、金属間化合物（例えばＮｉＡｌ、ＮｉＴｉ、ＣｏＡｌ、Ｎｉ_２Ｓｉ）の粉末として添加されても良い。

前記青銅系および鉛青銅系焼結材料の粉末を鋼板上に散布して焼結接合したエンジンメタルや巻きブッシュのような複層焼結部材において、その青銅および／または鉛青銅焼結摺動材料組成の混合粉末を鋼板上に散布し、８１０℃以上の温度で焼結接合（１次焼結）し、この後散布焼結層を機械的に高密度化して再焼結（２次焼結）して使用される場合、１次焼結時に散布した混合粉末層が焼結収縮によって鋼板と剥離する問題に対しては、焼結層を膨張させるＳｉ、Ａｌ、Ｔｉ、Ｃｒおよび／または焼結層の収縮を抑制する非金属粒子（酸化物、炭化物、窒化物、固体潤滑材）の１種以上を含有させることによって、とりわけ低融点金属のＰｂを含有しない青銅系焼結摺動材に対しても、この製造方法が適用できるようにした。

さらに、青銅系焼結摺動材料組成の散布層の焼結収縮性を抑制するために、Ｓｎの添加方法を検討し、少なくともＣｕ３０質量％Ｓｎ以上のＳｎを含有するＣｕ−Ｓｎ系合金粉末および／またはＳｎ素粉末を配合することによって、１次焼結時にこれらのＳｎ源となる粉末が初めに溶融し、周囲のＣｕおよび／または１２質量％Ｓｎ以下のＣｕ−Ｓｎ系合金粉末と反応させることによって、β、γ、ζ、δ、ε、η相（ＨＡＮＳＥＮのＣｕ−Ｓｎ二元系状態図参照）を形成させながら、焼結散布層を膨張させ、より効果的に焼結接合性を確保した。

（実施例１）
電解Ｃｕ粉末（ＣＥ２５、ＣＥ１５）、＃３００メッシュ以下のＳｉ、ＴｉＨ粉末、燐鉄（Ｆｅ２５質量％Ｐ）、ＮｉＡｌ_３、平均粒径５μｍのＮｉ、Ｆｅ粉末、平均粒径９．８μｍのＦｅ４８質量％Ｃｏ粉末、平均粒径２１μｍのＳｉＯ_２、平均粒径２３μｍのジルコンサンド（ＺｒＯ２・ＳｉＯ２）粉末、平均粒径２μｍと２４μｍのＡｌ_２Ｏ_３粉末（Ａｌ２Ｏ３−１、Ａｌ２Ｏ３−２）、平均粒径１μｍのＺｒＢ２、Ｗ、Ｍｏ、ＴｉＮ粉末、平均粒径１．２μｍのＭｎＳ、平均粒径５０μｍの人造黒鉛粉末（ＳＧＯ）を使って、表４に示される混合粉末を調整し、成形圧力２〜５ｔｏｎ／ｃｍ^２で成形体を作成した後、露天−３５℃以下のＡＸガス（アンモニア分解ガス）雰囲気下でそれぞれ焼結した。なお、表４中のＣｕＮｉＳｉ三元系をベースとする焼結体は、基本的にはＮｉ：Ｓｉ＝３：１の質量比で配合し、Ｎｉ_２Ｓｉ系の金属間化合物の析出による高強度化を目指したものである。焼結後の強度を確認するために、混合粉末を図１に示される引張試験片形状に成形焼結して、引張試験を行った。

図２には、前記引張試験の試験結果が示されている。この図２に示されるグラフから、約４質量％（Ｎｉ＋Ｓｉ）で最大の焼結体強度（引張強度）を示していることがわかる。しかし、それ以上の添加では、図３の組織写真に示されるように、焼結材料中に微細なＮｉ_２Ｓｉ化合物が析出し、（Ｎｉ＋Ｓｉ）量の増大に伴って粒界にも大きな金属間化合物が析出するため、強度が低下することとなる。また、この図２および表４から、ＺｒＯ_２、ＳｉＯ_２、Ａｌ_２Ｏ_３−１、燐鉄（Ｆｅ２５Ｐ）、Ｆｅ、Ｍｏ、Ｗ等の硬質粒子の約２質量％以下の添加では大きな強度低下がないことがわかる。さらに、軟質なＭｎＳ（密度５．２３、１．７体積％）の１質量％添加による強度の顕著な低下は極めて大きな問題となる（表４のＮｏ．Ａ３とＮｏ．Ａ９、Ｎｏ．Ａ７とＮｏ．Ａ１１の比較）が、同じ軟質粒子であっても、平均粒径を５０μｍに大きくした黒鉛（ＳＧＯ）を利用し、この黒鉛を０．７５質量％（密度２．０、３．３体積％）添加した場合には強度低下を少なくすることができる（表４のＮｏ．Ａ３とＮｏ．Ａ８、Ｎｏ．Ａ７とＮｏ．Ａ１０の比較）ことがわかった。したがって、ＭｎＳについても粗大な粒子（例えば造粒）を利用することが好ましいことは明らかである。

図４には、表４中のＮｏ．Ａ２３の組織写真が示されているが、粒径が１０μｍ以下のＳｉＯ_２は、焼結中の粒界の移動によってマトリックス中に取り込まれて分散するのに対して、これ以上のサイズのＳｉＯ_２の多くが粒界に分散されるため、ＳｉＯ_２粒子の多くを１０μｍサイズ以下に調整することによって、焼結体の強度劣化を抑制できることは明らかである。なお、前記ＣｕＮｉＳｉ系と同様な高強度銅系焼結材料の成分系として、ＣｕＮｉＴｉ、ＣｕＴｉＳｉ、ＣｕＮｉＡｌ系等をベースとすることができることは明らかであり、この場合、Ｎｉ：Ｔｉ、Ｔｉ：ＳｉおよびＮｉ：Ａｌの添加量比率が４：１乃至３：１の近傍で利用するのが好ましい。

次に、前記銅系焼結材料の摺動特性を調査するために、図５に示されるような摺動試験片を用いて定速定摩擦摩耗試験を行い、急激に摩擦係数が増大するか、急激な異常摩耗を起す時点での試験片の押し付け圧力（ｋｇｆ／ｃｍ^２）と摺動速度（ｍ／ｓｅｃ）との積で表示するＰＶ値とその時点での試験片摩耗量ΔＷ（ｍｍ）を測定した。その調査結果が表４に合わせて示されている。なお、試験条件としては、相手材料にＳＣＭ４２０に浸炭焼入れ焼戻しの熱処理を施して、表面硬さがロックウェル硬さＨＲＣ６０になるように調整したものを使って、８０℃の＃１０の潤滑油を１００ｃｃ／ｍｉｎで供給しながら、摺動速度が１０ｍ／ｓｅｃになるように相手材料を回転させながら、試験片を１０分間試験することを限界条件に達するまで繰り返し、それらの摺動材料固有のＰＶ値と試験片摩耗量とを調査した。

ＣｕＮｉＳｉ三元系ベース材（Ｎｏ．Ａ１、Ａ１２、Ａ１４、Ａ２８〜Ａ３０）の摺動特性（ＰＶ値）を比較した場合、Ｎｉ＋Ｓｉ＝４質量％から顕著にＰＶ値が改善され始め、Ｎｉ＋Ｓｉ＝９．３３質量％当たりで最大に改善され、それ以上の添加領域で次第に劣化し始めることがわかった。この変化は、図３に示される焼結体組織からわかるように、Ｎｉ＋Ｓｉ＝４質量％以上の添加で、焼結体中に極めて微細なＮｉＳｉ金属間化合物が析出し始めるために、顕著なＰＶ値改善があり、Ｎｉ＋Ｓｉ＝１３．３では極めて粗大な金属間化合物が粒界に析出するようになるためにＰＶ値の劣化が起こっていることがわかった。また、Ｎｉ＋Ｓｉ＝１００質量％で金属間化合物の体積率が１００％であることから、Ｎｉ＋Ｓｉ＝１３．３３が約１０体積％と近似できるので、ＮｉＳｉ系金属間化合物分散体積としては１０体積％以下が好ましいことがわかる。更に、Ｎｉ＋Ｓｉ＝９．３３質量％に相当する６体積％以下に限定して使用することが、粒界での粗大な金属間化合物を多量に析出させないために好ましい。

また、硬質粒子としてのＡｌ_２Ｏ_３の影響を調べた結果、微細なＡｌ_２Ｏ_３（Ａｌ_２Ｏ_３−１）の添加によって、ＰＶ値の劣化をなくして耐摩耗性の改善が認められるが、０．５質量％以上を越えて添加した場合にはＰＶ値が劣化することがわかる。また、粗大なＡｌ_２Ｏ_３（Ａｌ_２Ｏ_３−２）は０．３質量％の添加によっても顕著なＰＶ値の劣化を示した。さらに、Ａｌ_２Ｏ_３−１と黒鉛（ＳＧＯ）またはＭｎＳ等の固体潤滑が共存する場合にはＰＶ値と耐摩耗性の両面において顕著な改善が認められた。

ＳｉＯ_２粒子、ＺｒＯ２・ＳｉＯ２添加の影響についてもＮｏ．Ａ２３、Ａ２４、Ａ３５、Ａ３６に示されているが、これらが粗大な粒子であっても、１．０質量％までＰＶ値と耐摩耗性の改善が認められるが、とりわけ、ＳｉＯ_２は０．５質量％においてその改善効果は顕著である。また、これらの粗大な粒子であっても、相手材料に対するアタック性がほとんど検出されなかった。

ＴｉＮ粒子の添加については、Ｎｏ．Ａ３７に示されるが、摺動特性の改善効果が顕著に確認される。

また、Ｍｏ、Ｗ、Ｆｅの添加の影響はＮｏ．Ａ１９〜Ａ２２およびＡ２５に示されているが、極めて顕著なＰＶ値の改善が認められる。本来、Ｍｏ、Ｗの金属粒子は硬質な粒子でないために耐摩耗性の改善の効果が小さいことがわかるが、Ｆｅの金属粒子はその一部がＣｕＮｉＳｉベース材中のＳｉと反応して硬質なＦｅＳｉ系の金属間化合物を形成することによって、耐摩耗性も改善されている。Ｎｏ．Ａ２７にはＦｅの代わりにＦｅＣｏ規則合金粉末を添加しているが、ほぼ同じようにＰＶ値と耐摩耗性の改善が確認された。また、硬質なマルテンサイト組織化したＦｅ−Ｃ合金を分散させた場合においても、顕著な耐摩耗制の改善が期待できることは明らかである。

ＣｕＮｉＳｉ系と類似の高強度銅系焼結材として、Ｎｏ．Ａ２６、Ａ３３、Ａ３４に、ＣｕＮｉＴｉ、ＣｕＮｉＡｌ系の結果が示されているが、ＣｕＮｉＳｉ系と類似の優れた摺動特性が確認される。

また、高強度摺動材料の比較例として、α相とβ相とが混合された硬質なマトリックス中に多量の金属間化合物を分散させた耐摩耗性に優れた高強度な鋳造材料であるＰ３１Ｃ（比較例１：Ｃｕ２８Ｚｎ３Ｎｉ４Ａｌ１Ｓｉ０．７Ｆｅ０．６Ｃｏ）の摺動特性が示されているが、この比較材に比べて、本発明の高強度銅系焼結摺動材料が極めて優れた特性を示すことがわかる。この比較例１において、分散する金属間化合物のＥＰＭＡ（Ｘ線マイクロアナライザー分析）分析結果が表５に示されている。なお、このＰ３１Ｃ材料中の金属間化合物は（Ｎｉ、Ｃｏ、Ｆｅ）（Ａｌ、Ｓｉ）の複合金属間化合物であり、ＡｌリッチとＳｉリッチの２種類が分散しており、Ａｌリッチ金属間化合物ではＮｉがリッチになり、Ｓｉリッチ金属間化合物ではＦｅ、Ｃｏがリッチになっている。

この結果から、比較例１の耐摩耗性が悪い原因は、Ｐ３１Ｃのマトリックスが凝着し易い結果であると類推されるが、更に本発明がわずかながらも含油性のある気孔を含んだ焼結体摺動材料であることに起因する可能性は否定できない。

さらに、摺動試験片の面粗さをＲｍａｘ＝１μｍ以下に仕上げたＡｌ_２Ｏ_３（比較例２）、ＺｒＯ_２（比較例３）、ＳｉＯ_２（比較例４）、ＳｉＣ（比較例５）、Ｓｉ_３Ｎ_４（比較例６）等のセラミックス材料の摺動特性（ＰＶ値）についても調査したが、表４に示されるように、高摺動速度条件（１０ｍ／ｓｅｃ）においては期待されるほど優れた摺動特性を示さないが、より耐熱衝撃性の高い材料ほど良好であることがわかる。とりわけ、Ａｌ_２Ｏ_３は摺動試験後の面粗さＲｍａｘが５〜１５μｍに荒れており、摺動面には明らかな熱衝撃的なチッピングが発生し、相手材料に対して大きなアタック性を示した。なお、摺動速度を２．５ｍ／ｓｅｃ以下にし、局部的な凝着により熱衝撃的な負荷がかかりにくい条件では、最大面圧８００ｋｇｆ／ｃｍ^２においても焼き付かず、低い摩擦係数で摺動することがわかった。

（実施例２）
本実施例は、鉛を最大３質量％まで添加したＣｕＳｎ青銅系焼結摺動材料系に対する調査を実施したものである。本実施例で用いられた焼結摺動材料は、実施例１で使用した原料粉末以外に、＃２５０メッシュ以下のＳｎ、Ｐｂ、Ａｌ、超硬、Ｃｕ３０質量％Ｚｎ、＃３００メッシュ以下のＣｒ、Ｍｎ、ＭｎＳｉ、ＴｉＳｉを用いて表６に示される混合粉末を調整し、成形圧力２ｔｏｎ／ｃｍ^２で成形体を作成した後、露天−３５℃以下のＡＸガス（アンモニア分解ガス）雰囲気下でそれぞれ焼結して得られたものである。焼結温度は、成分系によって異なるが８５０〜９００℃である。また、実施例１と同様に評価した摺動特性（ＰＶ値、ΔＷ）を表６中に合わせて示した。

表６中のＮｏ．Ｂ１〜Ｂ５の結果から、燐鉄は１．５質量％まではＰＶ値をわずかに改善しながら、耐摩耗性を顕著に改善するが、３質量％ではＰＶ値が顕著に劣化することから、この燐鉄の適正添加量としては３質量％未満であることがわかるが、より好ましくは２質量％程度とするのが良い。

表６中のＮｏ．Ｂ６〜Ｂ８はＴｉと燐鉄添加の影響を調べたものであるが、Ｔｉの単独添加時には、Ｐｂを微細に分散させながら、焼結性を促進する作用を示すと同時に、焼結時にＡＸガス雰囲気から、窒素や混合粉末中に添加した有機潤滑材（０．７質量％アクラワックス）からの炭素を取り込んで、わずかなＴｉＮ、ＴｉＣを形成することは明らかであり、これらが摺動性を劣化させずに、耐摩耗性の改善に作用していることがわかった。また、燐鉄と共存する場合には、ＴｉのほとんどがＴｉＰもしくはＴｉ_２Ｐとして析出するが、Ｎｏ．Ｂ７ではほぼ全量の燐鉄中のＰがＴｉ_２Ｐとして反応し、残りのＴｉは、さらにＦｅ_２Ｔｉとして焼結体中に分散して、顕著にＰＶ値と耐摩耗性が改善されたものである。また、Ｎｏ．Ｂ８の摺動性能の劣化は過剰な燐鉄の存在によることは明らかである。

Ｎｏ．Ｂ９〜Ｂ１５は、前記実施例１で検討した高強度化元素を組み合わせ添加したものである。高濃度のＮｉ添加によって、図６に示されるようなＮｉＳｎ系金属間化合物による共析組織になり、焼結体硬さが顕著に増大する（約Ｈｖ＝２００）が、ＰＶ値の改善よりも、耐摩耗性が顕著に改善されることがわかった。また、高濃度のＺｎ添加によるＰＶ値と耐摩耗性の顕著な改善が認められないことがわかった。

Ｎｏ．Ｂ２２、Ｂ２３は、焼結摺動材料中にＣｕＳｎ金属間化合物を分散させたものであるが、明らかにＰＶ値の改善が確認される。また、Ｎｏ．Ｂ２４〜Ｂ３４は、ＳｉＯ_２、ＮｉＡｌ_３、ＭｎＳｉ、ＦｅＣｏ、ＴｉＳｉ、超硬およびＣｒを分散させたものであるが、ＭｎＳｉを除いてＰＶ値の改善もしくは耐摩耗性の改善が認められた。

（実施例３）
本実施例では、鉛を最大２５質量％まで添加した青銅および鉛銅系焼結摺動材料系に対する調査を実施したものである。本実施例で用いられた焼結摺動材料は、実施例１、２で使用した原料粉末以外に、＃２５０メッシュ以下のＫＪ４（２５質量％Ｐｂ−Ｃｕ合金）を用いて表７、８に示される混合粉末を調整し、成形圧力２ｔｏｎ／ｃｍ^２で成形体を作成した後、露天−３５℃以下のＡＸガス（アンモニア分解ガス）雰囲気下でそれぞれ焼結して得られたものである。焼結温度は、成分系によって異なるが８００〜８６０℃である。

Ｎｏ．Ｃ１〜Ｃ５は、Ｃｕ−１１Ｓｎに対するＰｂ添加の影響を調べたものである。ＰｂはＰＶ値の改善よりもＰＶ値の再現性に優れるが、耐摩耗性を顕著に劣化させることが明らかである。これにＦｅとＴｉ（Ｆｅ_２Ｔｉ）、ＮｉとＳｉ（ＮｉＳｉ金属間化合物）、ＳｉＯ_２、燐鉄、Ｍｏ、Ｗ、ＮｉＡｌ_３、ＦｅＣｏのいずれを添加した場合においても耐摩耗性が顕著に改善され、その結果として、ＰＶ値も改善されることがわかった。そのうちでも、Ｎｏ．Ｃ１０〜Ｃ１３の結果から、Ｍｏ、Ｗの金属粒子が単独で存在するよりも燐鉄のような硬質粒子と共存することによって、耐摩耗性とＰＶ値がより改善されることから、Ｍｏ、Ｗ金属粒子のＰＶ値改善効果は、硬質な非金属粒子の共存によって発揮されることが明らかである。

ＫＪ４を用いた表８の焼結摺動材料においては、ＫＪ４だけの焼結材料（Ｎｏ．Ｄ１）に比べてＰＶ値と耐摩耗性が全て改善されているが、これはＮｏ．Ｄ１材料が極めて耐摩耗性が悪く、焼付きに至る前に異常摩耗を起すことが原因であると考えられる。とりわけ、１質量％のＳｉＯ_２を添加したＮｏ．Ｄ８材においても、Ｎｏ．Ｄ１より優れた特性を示しているが、Ｎｏ．Ｄ８レベルのＳｉＯ_２添加では、相手材料に対するアタック性が現れるので、ＳｉＯ_２添加量は１．０質量％未満に抑えるのが好ましい。

また、表８と表７の耐摩耗性に対する粒子分散の影響を比較した場合、焼結素材の硬さが高い表８の焼結材料ほど、改善効果が顕著に現れる。これは、粒子分散による凝着物の剥ぎ取り力が軟質焼結材料では十分に発揮されないことを示していることは明らかである。

（実施例４）
本実施例では、鉛を含有しない青銅系焼結摺動材料を裏金用鋼板（ＳＰＣＣ）に一体化した複層焼結摺動部材の製造方法を検討した。本実施例で用いられた焼結摺動材料は、実施例１、２、３で使用した原料粉末以外に、＃２５０メッシュ以下のＣｕ１０質量％Ｓｎ、Ｃｕ−２０質量％Ｓｎ、Ｃｕ３３質量％Ｓｎを用いて表９に示される混合粉末を調整したものであり、この焼結摺動材料を、３．５ｍｍ厚さの裏金上に、まず最終仕上がりで０．６ｍｍ厚さになるように銅系焼結材料用粉末を散布し、これをＲＸガス雰囲気、８２０〜８６０℃で焼結した後、圧延機で総焼結層厚さが０．８ｍｍになるように圧延して８００〜８４０℃で再焼結した。表９中には、最初の焼結時に焼結接合せずに剥離するか、もしくは圧延時に剥離した結果が合わせて示されているが、明らかに、合金粉末のみを利用したＮｏ．Ｆ１、Ｆ２および銅粉末とＣｕ２０Ｓｎ合金粉末で調整したＮｏ．Ｆ３は、焼結温度で顕著な収縮を示して裏金と剥離することがわかり、またＮｏ．Ｆ４〜Ｆ７で示されるように、Ｃｕ３３Ｓｎ以上のＳｎ濃度の粉末を用いた場合に焼結接合し始めることがわかった。これは、Ｃｕ−Ｓｎ合金系の包晶温度（約８００℃）以下の温度域において、Ｃｕ３３ＳｎやＳｎが焼結中に溶融して焼結接合に不可欠な液相を発生し、Ｃｕ粉末と反応し始めて、β、γ、ζ、δ、ε等の各種のＣｕＳｎ金属間化合物を形成する際の膨張によって剥離の原因となる収縮を阻害することによるものである。

さらに、このような観点から、銅系焼結層の収縮性を積極的に阻害する元素を添加することは極めて有効であり、Ｎｏ．Ｆ１０〜Ｆ２２に示されるように、ＳｉＯ_２、Ｓｉ_３Ｎ_４、黒鉛（ＳＧＯ）等の収縮を遅らせるものや、積極的に膨張性を付加する元素（Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｃｒ）を添加することが好ましいことがわかる。とりわけ、Ａｌ、Ｓｉの単独添加は、雰囲気との反応性が激しいので、合金や金属間化合物の形で添加することが好ましいが、Ａｌ、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｃｒなどを素粉末として添加する場合には、焼結雰囲気はＡＸガス雰囲気や真空などの優れた非酸化性の雰囲気であるのが好ましい。

また、ＬＢＣ青銅（Ｃｕ１０Ｓｎ１０Ｐｂ）のＮｏ．Ｆ８、Ｆ９では、低融点のＰｂが多量に含有されているために、焼結接合性は確保されているものの、通常Ｎｏ．Ｆ８組成では７８０〜８１０℃が実例焼結温度範囲であって、とりわけ包晶温度（８００℃）近傍での管理が難しく、雰囲気、粉末の酸化度などが厳密に管理されている必要がある。本実施例では、８２０℃でＮｏ．Ｆ８、Ｆ９を焼結接合したが、Ｎｏ．Ｆ８では顕著な収縮によって剥離し、Ｓｉ_３Ｎ_４などの焼結抑制物質や前記膨張元素の添加によって顕著に改善されることは明らかである。

さらに、前記裏金と焼結接合した複層焼結摺動部材を内径が５０ｍｍになるように丸曲げを行い、焼結層の裏金からの剥離や割れの発生を調査した結果、全ての水準において良好な結果が得られた。また、裏金部分を溶接した後に内径部をバニッシング加工した後の焼結層の剥離、割れを調査したが、全て良好な巻きブッシュが製造できることがわかった。

（実施例５）
本実施例では、図７に示される形状の鋼（ＳＣＭ４４０Ｈ）に対して、前述の焼結摺動材料を焼結接合する実験を実施したものである。供試した接合焼結摺動材料は、実施例１〜４に記載の原料粉末を用いて配合組成した表１０に示される混合粉末と成形圧力２ｔｏｎ／ｃｍ^２で成形したものとした。表１０中のＮｏ．Ｅ１〜Ｅ１７の焼結接合温度は８６０℃、Ｎｏ．Ｅ１８、Ｅ１９は１０７０℃とし、焼結接合後に超音波検査装置を用いて調べた接合面積率（接合性）を表１０中に合わせて示した。

まず、Ｎｏ．Ｅ１、Ｅ２、Ｅ５、Ｅ６、Ｅ１６の結果から、Ｔｉ、Ｃｒ、Ｖの少量添加によって焼結接合性が顕著に改善され、さらに燐鉄、ＳｉＯ_２、ＣａＦ_２の添加によっても焼結接合性が改善されることがわかる。とりわけ、Ｎｉ_３Ｓｉ、ＮｉＡｌ_３等の膨張元素であるＳｉ、Ａｌの添加は、焼結過程でのガス抜き効果によってその接合性が顕著に改善され、また、燐鉄やＳｉ、Ａｌなどは銅に比べて鋼との親和力が大きいことと、鉄のフェライト相を安定化させる元素であるために、接合界面の鋼側においてフェライト相が２０μｍ以上の幅でほぼ均一に形成され、焼結接合後の冷却過程での変態膨張による接合界面にかかる剥離力を大幅に低減させるので、極めて好ましい元素であることがわかる。

また、本実施例では、焼結接合時の液相の主体成分であるＳｎとＰｂのうち、Ｐｂを添加しない場合においても、Ｃｒ、Ｓｉ、Ｔｉ、燐鉄等の小量の添加によって健全な焼結接合性が確保されることがわかった。さらに、高温度側で焼結接合するＮｏ．Ｅ１８、Ｅ１９では、１質量％のＳｎが接合性の改善に大きく寄与し、またその接合面積率から少なくとも１質量％以上のＳｎの添加が好ましいことがわかった。

（実施例６）
本実施例では、図８に示される油圧ポンプ（当社製ＨＰＶ９５）のシリンダブロック底面Ｐに実施例５で示される代表的な焼結摺動材料を焼結接合し、油圧ポンプに組み込んで、実体による耐久テストを実施したものである。なお、シリンダブロックのボア内径部Ｑには、Ｃｕ−１０質量％Ｓｎ−１質量％Ｔｉ−２質量％ＮｉＡｌ３−５質量％Ｐｂ−１質量％ＦｅＰ（燐鉄）組成の鉛青銅系焼結摺動材料を焼結接合して耐久テストに供した。

耐久テストは、回転数が２３００ｒｐｍ、吐出油圧が４２０ｋｇ／ｃｍ^２となるように３００ｈｒまで稼動することにより行った。シリンダブロック底面の相手材となるバルブプレートはＳＣＭ４２０Ｈ材に浸炭処理した後、シリンダブロック底面部と、ともずりラップ加工を施して使用するが、長時間使用後のシリンダブロックを想定して、ともずりラップ時には図８に示されるバルブプレートの３箇所のシール部Ａ、Ｂ、Ｃとシリンダブロックの当たり率がほぼＡ：Ｂ：Ｃ＝１：１：０．２になるように底面曲率を調整し、耐久テスト中のシリンダブロックが振れ回りながら回転するように調整した。そして、５０、１００、３００ｈｒ稼動後のシリンダブロックのボア部の焼付き、底面部の焼付きと摩耗量およびバルブプレートの焼付き、摩耗量を測定した。この結果が表１１にまとめて示されている。

この結果から、本発明材の非金属粒子が分散した摺動材料が、比較例４やＮｏ．Ｅ２、Ｅ４に比べて極めて耐久性に優れることがわかる。とりわけ振動を伴う高速摺動条件下においては、硬質粒子の分散による耐摩耗性の改善は不可欠であり、例えばＮｏ．Ｅ４、Ｅ６、Ｅ７の比較において、Ｍｏと非金属粒子が共存することによって、耐焼付き性と耐摩耗性の両方が顕著に改善されることがわかる。また、Ｎｏ．Ｅ１３の例からは、ＳｉＯ_２の添加は耐摩耗性の改善に効果的であるが、相手材料に対するアタック性が少し大きく、添加量の適正化が必要であることがわかる。

引張り試験片用成形体形状を示す図 ＣｕＮｉＳｉ、ＣｕＳｎＮｉＳｉ焼結材の引張強度を示す試験結果のグラフ Ｃｕ−Ｎｉ−Ｓｉ系焼結体の金属組織を示す写真 Ｃｕ−３Ｎｉ−１Ｓｉ−０．５ＳｉＯ_２焼結体の金属組織を示す写真 定速摩擦摩耗試験用摺動試験片の形状を示す図 Ｃｕ−１０Ｓｎ−１０Ｎｉ−０．５５ＦｅＰ−３Ｐｂ（Ｂ１６）の焼結体の金属組織を示す写真 焼結接合試験の試験片形状を示す図 耐久テストに供したシリンダブロック／バルブプレートの形状を示す図

Claims (12)

1. Ｃｕ、Ｓｎ、Ｃａ、Ｍｎ、Ｃｒ、Ｍｏ、Ｗ、Ｓｂ、Ｔｅの２種以上よりなる金属間化合物が１種以上分散され、その添加量が金属間化合物として０．１〜１０体積％になるようにされていることを特徴とする銅系焼結摺動材料。
2. さらに、酸化物、炭化物、窒化物、炭窒化物のうちの１種以上よりなる硬質粒子が０．１体積％以上で４体積％未満の範囲で含有される請求項１に記載の銅系焼結摺動材料。
3. Ｍｏ、Ｗ、Ｃｒ、Ｃｏ、Ｆｅ、Ｆｅ−Ｃからなる金属および／または合金粒子が０．５〜５．０質量％分散されている請求項１または２に記載の銅系焼結摺動材料。
4. ＭｎＳが１質量％以下および／または黒鉛が１質量％以下含有されている請求項１〜３のいずれかに記載の銅系焼結摺動材料。
5. 前記ＭｎＳおよび／または黒鉛の平均粒径が２０〜２００μｍ以下とされる請求項４に記載の銅系焼結摺動材料。
6. 少なくともＳｎが１〜１６質量％含有され、Ｐｂが２５質量％以下含有されている請求項１〜５のいずれかに記載の銅系焼結摺動材料。
7. Ｓｎが１２〜１６質量％添加されて、当該焼結摺動材料組織中にＣｕ−Ｓｎ化合物相が分散析出されている請求項１〜５のいずれかに記載の銅系焼結摺動材料。
8. さらに、Ｚｎ、Ｍｎ、Ｂｅ、Ｍｇ、Ａｇ、Ｂｉの１種以上の合金元素およびＭｏＳ_２、ＣａＦ_２、ＷＳ_２などの固体潤滑剤が含有されている請求項６または７に記載の銅系焼結摺動材料。
9. 前記請求項１〜８のいずれかに記載の銅系焼結摺動材料を鉄系材料に焼結接合してなることを特徴とする複層焼結摺動部材。
10. Ｓｎおよび／またはＰｂが含有されてなる焼結摺動材料のプレス成形体が鉄系材料に焼結接合されてなり、前記鉄系材料と焼結接合された焼結体の成分として、銅よりも鉄に対する親和力が大きく、かつ鉄のγ相に対するよりもα相を安定化させるＣｒ、Ｓｉ、Ａｌ、Ｐ、Ｔｉの１種以上の元素が０．１〜２質量％の範囲で含有されている請求項９に記載の複層焼結摺動部材。
11. Ｓｎおよび／またはＰｂが含有されてなる焼結摺動材料組成の混合粉末を鋼板上に散布し、８１０℃以上の温度で一次焼結接合した後に散布焼結層を機械的に高密度化して二次焼結して使用するに際して、前記一次焼結時に散布した混合粉末層が焼結収縮によって鋼板と剥離しないように、焼結層を膨張させるＳｉ、Ａｌ、Ｔｉ、Ｃｒおよび／または焼結層の収縮を抑制する硬質粒子の１種以上が含有されている請求項９に記載の複層焼結摺動部材。
12. Ｓｎの添加方法として、Ｃｕ３０質量％Ｓｎ以上のＳｎを含有するＣｕ−Ｓｎ系合金粉末および／またはＳｎ素粉末を利用することによって、前記一次焼結時の焼結層を膨張させる請求項１１に記載の複層焼結摺動部材。

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