JP2014055554A - 摺動部材の製造方法 - Google Patents

Abstract

【課題】鉄系金属と摺動部であるＣｕ合金とを高い接合強度で、かつ簡便に接合すること。
【解決手段】摺動部１４，５４を有する摺動部材１０，２３の製造方法であって、摺動部材１０，２３の本体部１３，５１として機能する鉄系金属と、摺動部１４，５４として機能し、Ｓｉ及びＡｌの少なくとも一方を含むＣｕ合金と、を放電プラズマ焼結法による加熱加圧によって固相接合して摺動部材１０，２３を製造する。
【選択図】図２

Description

本発明は、摺動部を有する摺動部材の製造方法に関するものである。

従来より、摺動部の摺動性を向上させるために、摺動部にＣｕ合金を用いる摺動部材が知られている。

特許文献１には、鋼製部材の表面に銅下地層がメッキされ、そのメッキを介して鉛青銅合金粉末が鋼製部材に焼結されることが開示されている。

特開２００５−２５７０３５号公報

ＦｅとＣｕは、その二元状態図からわかるように、ＦｅへのＣｕの固溶度は１．９ａｔ％、ＣｕへのＦｅの固溶度は４．６ａｔ％であり、ほとんど固溶し合わない。そのため、鋼製部材とＣｕ合金を強固に接合させるためには、特許文献１のようにメッキをバインダーとして用いるのが一般的である。

しかしながら、鋼製部材とＣｕ合金をメッキを介して接合する場合には、鋼製部材の表面にメッキを施す工程が必要となるため、製造コストの増加を招く。

本発明は、上記の問題点に鑑みてなされたものであり、鉄系金属と摺動部であるＣｕ合金とを高い接合強度で、かつ簡便に接合することを目的とする。

本発明は、摺動部を有する摺動部材の製造方法であって、前記摺動部材の本体部として機能する鉄系金属と、前記摺動部として機能し、Ｓｉ及びＡｌの少なくとも一方を含むＣｕ合金と、を放電プラズマ焼結法による加熱加圧によって固相接合して摺動部材を製造することを特徴とする。

本発明によれば、放電プラズマ焼結法による加熱加圧を利用し、かつＣｕ合金としてＳｉ及びＡｌの少なくとも一方を含有するものを用いることによって、鉄系金属とＣｕ合金とを直接固相接合させることができる。よって、鉄系金属とＣｕ合金とを高い接合強度で、かつ簡便に接合させることができる。

ピストンポンプの断面図である。 第１実施形態に係るシューの製造方法を時系列に示す図である。 放電プラズマ焼結装置の模式図である。 第１実施形態における熱処理条件及び加圧条件を示す図である。 第１実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の接合界面の走査型電子顕微鏡写真である。 第１実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の接合界面の走査型電子顕微鏡写真であり、ＥＤＸ分析によるＦｅＬ_αのマッピング像である。 第１実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の接合界面の走査型電子顕微鏡写真であり、ＥＤＸ分析によるＣｕＬ_αのマッピング像である。 第１実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の接合界面の走査型電子顕微鏡写真であり、ＥＤＸ分析によるＳｉＫ_αのマッピング像である。 第１実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の接合界面の走査型電子顕微鏡写真であり、ＥＤＸ分析によるＡｌＫ_αのマッピング像である。 バルブプレートの本体部であるプレートの斜視図である。 第２実施形態に係るバルブプレートの製造方法を示す図である。 バルブプレートの斜視図である。 バルブプレートの本体部であるプレートの斜視図である。 第２実施形態における熱処理条件及び加圧条件を示す図である。 第２実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の接合界面の走査型電子顕微鏡写真である。 第２実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の接合界面の走査型電子顕微鏡写真であり、ＥＤＸ分析によるＦｅＫ_αのマッピング像である。 第２実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の接合界面の走査型電子顕微鏡写真であり、ＥＤＸ分析によるＣｕＫ_αのマッピング像である。 第２実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の接合界面の走査型電子顕微鏡写真であり、ＥＤＸ分析によるＳｉＫ_αのマッピング像である。 第２実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の接合界面の走査型電子顕微鏡写真であり、ＥＤＸ分析によるＡｌＫ_αのマッピング像である。 第３実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｓｎ系合金の接合界面の走査型電子顕微鏡写真である。 第４実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｎｉ系合金（組成１）の接合界面の走査型電子顕微鏡写真である。 第４実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｎｉ系合金（組成１）の接合界面の走査型電子顕微鏡写真であり、ＥＤＸ分析によるＳｉＫ_αのマッピング像である。 第４実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｎｉ系合金（組成２）の接合界面の走査型電子顕微鏡写真である。 第４実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｎｉ系合金（組成２）の接合界面の走査型電子顕微鏡写真であり、ＥＤＸ分析によるＳｉＫ_αのマッピング像である。 第４実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｎｉ系合金（組成３）の接合界面の走査型電子顕微鏡写真である。 第４実施形態におけるＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｎｉ系合金（組成３）の接合界面の走査型電子顕微鏡写真であり、ＥＤＸ分析によるＳｉＫ_αのマッピング像である。

図面を参照して、本発明の実施形態について説明する。

＜第１実施形態＞
以下に、本発明の第１実施形態について説明する。

第１実施形態では、摺動部材が斜板型ピストンポンプのシューである場合について説明する。まず、図１を参照して、ピストンポンプ１００について説明する。

ピストンポンプ１００は、例えば、油圧ショベルや油圧クレーン等の建設機械に搭載され、アクチュエータとしての油圧シリンダや油圧モータに作動流体（作動油）を供給するものである。

ピストンポンプ１００は、エンジンの動力が伝達される駆動軸１と、駆動軸１の回転に伴って回転するシリンダブロック２と、を備える。

シリンダブロック２には、駆動軸１と平行に複数のシリンダボア３が開口して形成される。シリンダボア３には、容積室４を画成するピストン５が往復動自在に挿入されている。

ピストン５の先端には、球状の球面座１１を介してシュー１０が回動自在に連結されている。シュー１０は、球面座１１と一体に形成された平板部１２を備える。平板部１２は、ケース２１に固定された斜板２０に面接触している。シリンダブロック２が回転するのに伴って、各シュー１０の平板部１２が斜板２０に摺接し、各ピストン５が斜板２０の傾転角度に応じたストローク量で往復動する。各ピストン５の往復動によって各容積室４の容積は増減する。

ケース２２には、シリンダブロック２の基端面が摺接するバルブプレート２３が取り付けられている。バルブプレート２３には、吸込ポートと吐出ポートが形成される。シリンダブロック２の回転に伴って吸込ポートを通じて容積室４に作動油が導かれ、容積室４に導かれた作動油は吐出ポートを通じて吐出される。このように、ピストンポンプ１００は、シリンダブロック２の回転に伴ってピストン５が往復動することによって作動油の吸込みと吐出を連続的に行う。

ピストンポンプ１００の運転中は、ピストン５の先端に連結されたシュー１０は、斜板２０に摺接する。したがって、ピストン５の往復動が円滑に行われ、安定した作動油の吸込みと吐出が行われるためには、シュー１０の平板部１２と斜板２０との間の摩擦力を低減させる必要がある。また、ピストンポンプ１００の吐出圧力が大きくなれば、シュー１０の平板部１２は斜板２０に対して強く押し付けられるため、平板部１２と斜板２０との摩擦力は大きくなる。したがって、ピストンポンプ１００を高圧化させるためには、平板部１２の摺動性を向上させる必要がある。そこで、平板部１２における斜板２０と摺接する面には、摺動性に優れるＣｕ合金からなる摺動部１４が設けられる。このように、シュー１０は、球面座１１と平板部１２からなる本体部１３と、斜板２０に摺接する摺動部１４と、から構成される。

次に、シュー１０の製造方法について説明する。

図２に示すように、シュー１０の製造には、本体部１３として機能する鉄系金属のバルク材３０と、摺動部１４として機能するＣｕ合金のバルク材３１とが用いられる。バルク材３０及びバルク材３１は、シュー１０の直径と同一径の円柱部材である。バルク材３０の鉄系金属としてＣｒ−Ｍｏ鋼のＳＣＭ４３５が用いられる。バルク材３１のＣｕ合金としてＣｕ−Ｚｎ系合金がＳｉ及びＡｌを含有するものが用いられる。Ｃｕ合金とはＣｕを主成分とする合金をいう。Ｃｕ−Ｚｎ系合金とはＣｕを主成分としＺｎを含有する合金をいう。Ｚｎは、脆性のＣｕＺｎ相の形成を抑制するために、３５ｗｔ％以下であることが望ましい。表１に、バルク材３０（ＳＣＭ４３５）とバルク材３１（Ｃｕ−Ｚｎ系合金）の組成を示す。

第１工程では、バルク材３０は所望の厚さに切断される。具体的には、本体部１３の軸方向長さに相当する寸法に切断される。また、バルク材３１も所望の厚さに切断される。具体的には、摺動部１４の厚さに相当する寸法に切断される。

第２工程では、第１工程にて所望の厚さに切断されたバルク材３０とバルク材３１が、放電プラズマ焼結法（ＳＰＳ（Spark Plasma Sintering）法）による加熱加圧によって互いの端面が接合される。放電プラズマ焼結法は、被接合体の間隙に低電圧でパルス状の大電流を印加し、瞬間的に発生する放電プラズマにより、熱および電界拡散を助長させる焼結法である。

図３を参照して、第２工程の放電プラズマ焼結法が行われる放電プラズマ焼結装置４０について説明する。放電プラズマ焼結装置４０は、被接合部材が収装される高強度ＷＣ製の円筒状の冶具４８と、被接合部材を挟持して冶具４８内に保持するための上部パンチ４１ａ及び下部パンチ４１ｂと、上部パンチ４１ａ及び下部パンチ４１ｂに当接して配置され被接合部材に対して電流を印加するための上部電極４２ａ及び下部電極４２ｂと、上部電極４２ａ及び下部電極４２ｂに接続された電源４３と、上部電極４２ａ及び下部電極４２ｂを通じて上部パンチ４１ａ及び下部パンチ４１ｂを押圧し、被接合部材に加圧力を付与するための加圧機構４４と、電源４３及び加圧機構４４を制御する制御装置４５と、を備える。冶具４８はカーボン製であってもよい。

冶具４８は真空チャンバ４６内に配置され、被接合部材の接合は真空雰囲気内にて行われる。冶具４８の胴部には内外周面を貫通する貫通孔が形成され、その貫通孔には熱電対４７が挿入される。熱電対４７は、その先端が被接合部材の接合面近傍に位置するように配置されるため、被接合部材の接合面の温度が計測可能となっている。熱電対４７による測定結果は制御装置４５に送信され、制御装置４５はその測定結果を基に被接合部材の接合面の温度や昇温速度が予め定められた設定値となるように電源４３を制御する。

被接合部材であるバルク材３０とバルク材３１の接合方法について具体的に説明する。バルク材３０とバルク材３１は、上部パンチ４１ａと下部パンチ４１ｂにて挟持され、互いの端面が接触し積層した状態で冶具４８の中空部内に収装される。そして、バルク材３０とバルク材３１には、電源４３を通じて電流が印加され、所定の昇温速度にて所定の温度まで加熱される。ここで、所定の温度、つまり接合温度は、バルク材３０（ＳＣＭ４３５）とバルク材３１（Ｃｕ−Ｚｎ系合金）の融点以下に設定される。また、バルク材３０とバルク材３１には、加圧機構４４によって上部パンチ４１ａ及び下部パンチ４１ｂを通じて所定の加圧力が付与される。このように、バルク材３０とバルク材３１は、互いの端面が密着した状態で一定時間加熱加圧され、互いの接合界面にて放電プラズマが発生して固相反応が起こることによって接合される。バルク材３０とバルク材３１は、加圧を受けることによって圧縮変形し、厚さが５％程度減少する。

一般的に、ＦｅとＣｕは、ホットプレス等による通常の拡散接合では相互拡散を生じず、両者を直接接合することは困難であることが知られている。これは、ＦｅとＣｕの二元合金状態図からわかるように、ＢＣＣ構造のＦｅへのＦＣＣ構造のＣｕの固溶度は最大１．９ａｔ％（８５０℃）、ＣｕへのＦｅの固溶度は最大４．６ａｔ％（１０９６℃）であり、相互に連続固溶体を形成しないことからもわかる。また、Ｆｅ中のＣｕの拡散定数はＤ_０＝３．７６×１０^−１２（ｍ^２／ｓ），Ｑ＝１８１（ｋＪ／ｍｏｌ）、Ｃｕ中のＦｅの拡散定数はＤ_０＝１．００×１０^−５（ｍ^２／ｓ），Ｑ＝１９７（ｋＪ／ｍｏｌ）と報告され、通常の拡散接合では相互拡散は期待できない。しかし、上述のように、バルク材３０とバルク材３１に加圧力を付与しながら、接合界面にて放電プラズマを発生させて固相反応を起こさせることによって、両者を直接接合させることができる。これは、放電プラズマの印加は局所的に大容量のエネルギーを集中させることが可能であるため、バルク材３０とバルク材３１の接合界面にエネルギーが集中し、両者間の原子の相互拡散が助長されたためであると考えられる。

次に、図４を参照して、バルク材３０とバルク材３１の接合の熱処理条件及び加圧条件について説明する。図４中、実線は温度、点線は圧力を示す。熱処理は、６００℃まで２分で昇温し、６００℃から７３０℃まで１分で昇温し、７３０℃から接合温度の７５０℃まで１分で昇温し、７５０℃で３分保持し、その後自然冷却した。一方、加圧は、昇温と同時に開始して２０ＭＰａの圧力に保持し、自然冷却と同時に解除した。接合に要する時間は合計７分であり、短時間にて接合が完了する。放電プラズマ焼結法によって接合を行うことによって、ホットプレス等の従来の接合方法と比較して短時間で接合を完了させることができる。

次に、図４に示した熱処理条件及び加圧条件にて接合されたバルク材３０とバルク材３１の接合界面の走査型電子顕微鏡写真を図５Ａ〜５Ｃに示す。図５Ａは二次電子像、図５ＢはＥＤＸ分析によるＦｅＬ_αのマッピング像、図５ＣはＥＤＸ分析によるＣｕＬ_αのマッピング像である。図５Ａ〜５Ｃにおいて、写真上側がＳＣＭ４３５（バルク材３０）、写真下側がＣｕ−Ｚｎ系合金（バルク材３１）である。図５Ａからかわるように、ＳＣＭ４３５がＣｕ−Ｚｎ系合金側に拡散し、接合初期界面を挟んでＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金が串状に入り組んだ柱状組織の形成が確認された。この柱状組織は、ＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金との固相拡散接合を示すものと言える。また、図５Ｂ及び図５Ｃからわかるように、原子の相互拡散が接合界面を挟んで相互に起こっていることが確認された。

上述のように、ＦｅとＣｕは物理的に相互拡散を起こし難い。しかし、ＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金との固相接合界面において、放電プラズマ焼結法による多大な電気エネルギーが供給されることによって原子の拡散が助長され、両者は直接固相接合されたと考えられる。また、実用Ｃｕ−Ｚｎ系合金はＺｎを２０〜４０ｗｔ％含有し加工性と強度を兼ね備えることから構造用材料として黄銅と称せられ、古くから実用に供せられた合金である。Ｃｕの融点は１０８５℃であるが、Ｚｎ量の増加により連続的に低下し、包晶組成の３６．８ｗｔ％Ｚｎでは９０２℃となる。これは融点が４１９℃のＺｎとＣｕが包晶反応組成まで幅広くＦＣＣ固溶体を形成することに関与し、Ｚｎの添加によりＣｕ合金中の構成元素の拡散は速まる。このことから、ＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の固相接合が可能となった原因として、放電プラズマ焼結法を用いたこと、及びＣｕ合金が拡散性に優れるＣｕ−Ｚｎ系合金であることが挙げられる。

また、ＳＣＭ４３５及びＣｕ−Ｚｎ系合金の構成元素とその構成元素が拡散する相手方の合金の主要元素であるＦｅ或いはＣｕとの親和性に着目し、ＳＣＭ４３５及びＣｕ−Ｚｎ系合金の構成元素が両合金間で濃度勾配を形成するかどうかを平衡状態図に基づいて検討した。ＳＣＭ４３５及びＣｕ−Ｚｎ系合金の両合金の構成元素であるＳｉのＣｕへの固溶限は５５２℃で９．９５ａｔ％であるのに対し、ＳｉのＦｅへの固溶限は１２００℃で２９．８ａｔ％である。したがって、Ｓｉは、Ｃｕ−Ｚｎ系合金からＳＣＭ４３５への拡散が期待でき、濃度勾配を形成する可能性がある。同様に、Ｃｕ−Ｚｎ系合金の構成元素であるＡｌのＦｅへの固溶限は共晶温度の１１０２℃で５５．０ａｔ％であるのに対し、ＡｌのＣｕへの固溶限は５６７℃で１９．７ａｔ％である。したがって、Ａｌは、Ｃｕ−Ｚｎ系合金からＳＣＭ４３５への拡散が期待でき、濃度勾配を形成する可能性がある。

図６Ａ及び図６Ｂにバルク材３０とバルク材３１の接合界面の走査型電子顕微鏡写真を示す。図６ＡはＥＤＸ分析によるＳｉＫ_αのマッピング像、図６ＢはＥＤＸ分析によるＡｌＫ_αのマッピング像である。図６Ａ及び図６Ｂにおいて、写真上側がＳＣＭ４３５（バルク材３０）、写真下側がＣｕ−Ｚｎ系合金（バルク材３１）である。図６ＡからＳｉが強い濃度勾配を示すことが明らかとなった。また、図６ＢからＡｌはＳｉほどではないが濃度勾配を示すことが明らかとなった。以上のことから、Ｃｕ−Ｚｎ系合金に含まれるＳｉとＡｌがＦｅ原子のＣｕ−Ｚｎ系合金側への拡散を助長したと考えられる。そして、拡散が助長された結果として、ＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の接合界面に柱状組織が形成されたと考えられる。以上から、Ｓｉ及びＡｌの少なくとも一方を含むことによって、ＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の間の相互拡散が助長されると考えられる。

次に、バルク材３０とバルク材３１の接合強度について説明する。接合強度は、接合されたバルク材３０とバルク材３１を互いに反対方向に引っ張り、剥離した際の剥離強度を測定する剥離試験によって評価した。具体的には、剥離した際の引張荷重を試験片の断面積で除して接合強度を算出した。表２に剥離試験結果、表３に比較材の剥離試験結果を示す。比較材は、従来の製造方法によって得られたものであり、低炭素鋼にメッキされた銅下地層上にＣｕ合金粉末を焼結することによって低炭素鋼とＣｕ合金を接合したものである。表４に比較材の低炭素鋼とＣｕ合金粉末の組成を示す。表２及び表３からわかるように、バルク材３０とバルク材３１の接合強度は比較材よりも大きい。このように、放電プラズマ焼結法によって接合を行い、かつＣｕ−Ｚｎ系合金としてＡｌ及びＳｉを含有するものを用いることによって、ＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の間の原子の相互拡散が助長されて両者は直接固相接合されるため、メッキを介して接合していた従来のものと比較して高い接合強度が得られる。また、ＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の間の原子の相互拡散が助長された結果として、ＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の接合界面に柱状組織が形成され、その柱状組織が高い接合強度に寄与していると考えられる。

以上のように、図２に示す第２工程では、バルク材３０とバルク材３１が強固に接合され、シュー１０の基となる素材３２が得られる。

図２に示すように、第３工程では素材３２が所望の形状に加工される。具体的には、素材３２のうちバルク材３０の部分は、球面座１１と平板部１２の形状に切削される。また、バルク材３１の部分は、端面に円形の溝３１ａが切削されて摺動部１４となる。最後に、球面座１１、平板部１２、及び摺動部１４を軸方向に貫通する貫通孔（図示せず）が切削される。この貫通孔は、ピストン５の内部の作動油を溝３１ａに導き、摺動部１４と斜板２０の面圧を低減させるためのものである。なお、溝３１ａは必須の構成ではなく省略してもよい。

このように、素材３２の加工にて廃材となるのは、主に球面座１１と平板部１２の形状に切削されるＳＣＭ４３５であり、ＳＣＭ４３５と比較して高価なＣｕ−Ｚｎ系合金はほとんど廃材とならない。ここで、仮に、シュー１０全体をＣｕ−Ｚｎ系合金にて製造する場合には、球面座１１と平板部１２の形状に切削する際に、多くのＣｕ−Ｚｎ系合金が廃材となってしまう。しかし、本実施形態では、斜板２０に摺接する摺動部１４のみをＣｕ−Ｚｎ系合金にて製造するため、Ｃｕ−Ｚｎ系合金の廃材量を低減することができ、製造コストを低減することができる。

第４工程では、第３工程にて加工された素材３２に対して窒化処理が施される。具体的には、ガス軟窒化処理が施される。ガス軟窒化処理は、一酸化炭素（ＣＯ）を主成分とする浸炭性ガス（ＲＸガス）とアンモニアガス（ＮＨ_３ガス）との混合ガス雰囲気中で、５７０℃の温度にて２．５時間加熱保持することによって、ＳＣＭ４３５製の球面座１１及び平板部１２の表面を窒化させるものである。これにより、球面座１１及び平板部１２の表面の耐摩耗性、耐疲労性、及び耐焼付性等が向上する。以上の第１〜第４工程にてシュー１０の製造が完了する。

以上に示す第１実施形態によれば、以下に示す効果を奏する。

放電プラズマ焼結法による加熱加圧を利用し、かつＣｕ−Ｚｎ系合金としてＡｌ及びＳｉを含有するものを用いることによって、鉄系金属とＣｕ−Ｚｎ系合金とをメッキ等のバインダーを介さずに直接固相接合させることができる。よって、鉄系金属とＣｕ−Ｚｎ系合金とを高い接合強度で、かつ簡便に接合させることができる。

また、ピストン５の先端に回動自在に連結され強度を要する本体部１３は鉄系金属にて構成されると共に、斜板２０に摺接し摺動性を要する摺動部１４はＣｕ−Ｚｎ系合金にて構成されるため、鉄系金属とＣｕ−Ｚｎ系合金のそれぞれの長所を組み合わせた高機能のバイメタルシュー１０が得られる。

＜第２実施形態＞
以下に、本発明の第２実施形態について説明する。以下の第２実施形態では、第１実施形態と異なる点を中心に説明し、第１実施形態と同一の構成には同一の符号を付して説明を省略する。

第１実施形態では、接合に用いるＣｕ合金がＣｕ−Ｚｎ系合金のバルク材である場合について説明した。しかし、本発明において、Ｃｕ合金の原料はバルク材に限られるものではない。第２実施形態では、接合に用いるＣｕ合金がＣｕ−Ｚｎ系合金の粉末である場合について説明する。Ｃｕ−Ｚｎ系合金粉末は１００メッシュの粉末であり、組成は表１に示したバルク材の組成と同じである。

第２実施形態では、摺動部材がピストンポンプ１００のバルブプレート２３（図１参照）である場合について説明する。

図７Ａ〜７Ｃを参照して、バルブプレート２３の製造方法について説明する。

バルブプレート２３の製造には、本体部として機能する鉄系金属と、摺動部として機能するＣｕ−Ｚｎ系合金粉末と、が用いられる。鉄系金属はＳＣＭ４３５製であり、その組成は表１に示したとおりである。

第１実施形態とは異なり、鉄系金属は、Ｃｕ−Ｚｎ系合金粉末との接合の前に、予め製品形状に加工される。本実施形態では、鉄系金属は、予め図７Ａに示すプレート５１に加工される。プレート５１には、駆動軸１（図１参照）が挿通する貫通孔５１ａが中心に形成され、その貫通孔５１ａの周囲に円弧状の吸込ポート５１ｂ及び吐出ポート５１ｃが形成される。プレート５１の表面には、凸状に湾曲する曲面部５１ｄが形成される。

プレート５１とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末は、放電プラズマ焼結法による加熱加圧によって接合される。具体的に説明すると、図７Ｂに示すように、プレート５１は、下部パンチ４１ｂ上に載置される。上部パンチ４１ａは、下部パンチ４１ｂに対向する面が製品形状に対応する形状に形成される。具体的には、上部パンチ４１ａにおける下部パンチ４１ｂに対向する面には、プレート５１の曲面部５１ｄに対応して凹状に湾曲した曲面部５２が形成される。上部パンチ４１ａと下部パンチ４１ｂは、互いに対向する端面を突き合わせた場合に、互いの曲面部５１ｄ，５２がぴったりと符合するように形成される。また、上部パンチ４１ａの曲面部５２には、プレート５１の貫通孔５１ａ、吸込ポート５１ｂ、及び吐出ポート５１ｃのそれぞれに嵌合する嵌合部５３が形成される。

下部パンチ４１ｂに支持されたプレート５１の表面にＣｕ−Ｚｎ系合金粉末を載せた状態で、上部パンチ４１ａと下部パンチ４１ｂとの間で、プレート５１とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末を放電プラズマ焼結法によって加熱加圧する。この加熱加圧によってＣｕ−Ｚｎ系合金粉末はプレート５１の表面に分散して均一の厚さの層として接合される。加熱加圧の際、プレート５１の周囲は冶具４８にて囲まれ、かつプレート５１の貫通孔５１ａ、吸込ポート５１ｂ、及び吐出ポート５１ｃは上部パンチ４１ａの嵌合部５３にて塞がれるため、Ｃｕ−Ｚｎ系合金粉末の外部への漏れが防止される。

このようにして、シリンダブロック２の基端面が摺接する摺動部として機能するＣｕ−Ｚｎ系合金層５４がプレート５１の表面に接合される。最後に、接合されたＣｕ−Ｚｎ系合金層５４の厚さを所望の厚さに加工し、その後、仕上げ加工として表面粗さを整えるための研磨加工やラップ加工を施してバルブプレート２３が製造される（図７Ｃ参照）。

接合に使用するＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の量は、接合後のＣｕ−Ｚｎ系合金層５４の厚さが所望の厚さとなるように調整するのが望ましい。これにより、プレート５１とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の接合完了後に、Ｃｕ−Ｚｎ系合金層５４の厚さを所望の厚さに加工する工程が不要となるため、放電プラズマ焼結法による加熱加圧の完了と同時に所望形状のバルブプレート２３が得られる。

プレート５１に代えて、図８に示すように、表面に曲面部を有さない平板状のプレート５５を用いるようにしてもよい。この場合には、図７Ｂに示す上部パンチ４１ａを用いてプレート５５とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末を接合すると、プレート５５の表面に凸状に湾曲したＣｕ−Ｚｎ系合金層が接合されることになる。つまり、接合によって得られるバルブプレート２３の形状は、プレート５１を用いる場合と同一であるが、Ｃｕ−Ｚｎ系合金層の厚さが厚くなる。その分、接合に使用するＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の量は、プレート５１を用いる場合と比較して多くなる。このように、上部パンチ４１ａが製品形状に対応する形状であるため、本体部として機能するプレートの形状に関係なく、プレートの表面に製品形状と一致する形状のＣｕ−Ｚｎ系合金層を接合することができる。

次に、図９を参照して、プレート５１とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の接合の熱処理条件及び加圧条件について説明する。図９中、実線は温度、点線は圧力を示す。熱処理は、６００℃まで６分で昇温し、６００℃から８２０℃まで４分で昇温し、８２０℃からから接合温度の８５０℃まで２分で昇温し、８５０℃で１５分保持し、その後自然冷却した。一方、加圧は、昇温と同時に開始して２０ＭＰａの圧力に保持し、自然冷却と同時に解除した。接合に要する時間は合計２７分であり、短時間にて接合が完了する。放電プラズマ焼結法によって接合を行うことによって、ホットプレス等の従来の接合方法と比較して短時間で接合を完了させることができる。

図９に示した熱処理条件及び加圧条件にて接合されたプレート５１とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の接合界面の走査型電子顕微鏡写真を図１０Ａ〜１０Ｃに示す。図１０Ａは二次電子像、図１０ＢはＥＤＸ分析によるＦｅＫ_αのマッピング像、図１０ＣはＥＤＸ分析によるＣｕＫ_αのマッピング像である。図１０Ａ〜１０Ｃにおいて、写真上側がＳＣＭ４３５（プレート５１）、写真下側がＣｕ−Ｚｎ系合金である。図１０Ａからかわるように、第１実施形態と同様に、ＳＣＭ４３５がＣｕ−Ｚｎ系合金側に拡散し、接合初期界面を挟んでＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金が串状に入り組んだ柱状組織の形成が確認された。また、図１０Ｂ及び図１０Ｃからわかるように、原子の相互拡散が接合界面を挟んで相互に起こっていることが確認された。このように、Ｃｕ−Ｚｎ系合金の原料が粉末であっても、原料がバルク材の場合と同様に、ＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金を柱状組織を介して直接接合することができる。

図１１Ａ及び図１１Ｂに、プレート５１とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の接合界面の走査型電子顕微鏡写真を示す。図１１ＡはＥＤＸ分析によるＳｉＫ_αのマッピング像、図１１ＢはＥＤＸ分析によるＡｌＫ_αのマッピング像である。図１１Ａ及び図１１Ｂにおいて、写真上側がＳＣＭ４３５（プレート５１）、写真下側がＣｕ−Ｚｎ系合金である。第１実施形態と同様に、Ｓｉ及びＡｌが濃度勾配を示すことが確認された。このことから、Ｓｉ及びＡｌがＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｚｎ系合金の間の相互拡散を助長し、柱状組織の形成に寄与したと考えられる。

表５に、プレート５１とＣｕ−Ｚｎ系合金の剥離試験結果を示す。剥離試験は、第１実施形態と同様の方法にて行った。表５からわかるように、プレート５１とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末の接合強度は、表３に示す比較材の接合強度よりも大きい。このように、Ｃｕ−Ｚｎ系合金の原料が粉末であっても、原料がバルク材の場合と同様に、高い接合強度が得られた。

以上に示す第２実施形態によれば、以下に示す効果を奏する。

Ｃｕ−Ｚｎ系合金の原料が粉末であっても、放電プラズマ焼結法による加熱加圧を利用し、かつＣｕ−Ｚｎ系合金としてＡｌ及びＳｉを含有するものを用いることによって、鉄系金属とＣｕ−Ｚｎ系合金粉末とをメッキ等のバインダーを介さずに直接固相接合させることができる。よって、鉄系金属とＣｕ−Ｚｎ系合金とを高い接合強度で、かつ簡便に接合させることができる。

また、摺動部として機能するＣｕ−Ｚｎ系合金の原料として粉末を用い、かつＣｕ−Ｚｎ系合金に加熱加圧を施すパンチとして製品形状に対応する形状を有するものを用いることによって、放電プラズマ焼結法による加熱加圧の完了と同時に所望形状の摺動部を得ることが可能となる。つまり、放電プラズマ焼結法による加熱加圧の後に、摺動部を所望の形状に加工する必要がない。よって、摺動部の原料としてバルク材を用いる場合と比較して、製造コストを低減することができる。

＜第３実施形態＞
以下に、本発明の第３実施形態について説明する。以下の第３実施形態では、第１実施形態と異なる点を中心に説明し、第１実施形態と同一の構成には同一の符号を付して説明を省略する。

第１及び第２実施形態では、Ｃｕ合金としてＣｕ−Ｚｎ系合金がＳｉ及びＡｌを含有する合金を用いる場合について説明した。しかし、本発明において、ベースとなるＣｕ合金はＣｕ−Ｚｎ系合金に限られるものではなく、また、ベースとなるＣｕ合金がＳｉ及びＡｌの双方を含有する必要もない。第３実施形態では、Ｃｕ合金としてＣｕ−Ｓｎ系合金がＳｉを含有する合金を用いる場合について説明する。Ｃｕ−Ｓｎ系合金とはＣｕを主成分としＳｎを含有する合金をいう。Ｓｎは摺動部の耐摩擦性の向上を目的として添加される。Ｓｎは、低融点金属で合金化が難しいこと、及び摺動性に及ぼすＳｎ添加の効果を考慮すると、Ｓｎの含有量は０．５ｗｔ％以上１０ｗｔ％以下であることが望ましい。ただし、Ｓｎの含有量が多いと、放電プラズマ焼結法による加熱加圧の際にＳｎが溶出するおそれがある。そのため、Ｓｎの含有量としてさらに望ましい範囲は、０．５ｗｔ％以上５ｗｔ％以下である。表６にＣｕ−Ｓｎ系合金の組成を示す。ＳＣＭ４３５の組成は表１に示したとおりである。

Ｃｕ−Ｓｎ系合金のバルク材とＳＣＭ４３５のバルク材を、放電プラズマ焼結法による加熱加圧によって接合した。加熱加圧の方法は、第１実施形態に示した方法と同様である。熱処理条件及び加圧条件は、表６に示す組成１については、８５０℃、２０ＭＰａで３０分保持し、その後自然冷却した。表６に示す組成２については、２つの条件で行った。１つ目の条件は、７５０℃、２０ＭＰａで１５分保持し、その後自然冷却した。２つ目の条件は、８００℃、２０ＭＰａで１５分保持し、その後自然冷却した。

Ｃｕ−Ｓｎ系合金のバルク材とＳＣＭ４３５のバルク材の接合界面の走査型電子顕微鏡写真（二次電子像）を図１２に示す。図１２において、写真上側がＳＣＭ４３５、写真下側がＣｕ−Ｓｎ系合金である。図１２に示すＣｕ−Ｓｎ系合金は、表６に示す組成１である。図１２からわかるように、Ｃｕ−Ｓｎ系合金とＳＣＭ４３５が柱状組織を介して固相接合されていることが確認された。Ｃｕ−Ｓｎ系合金に含まれるＳｉがＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｓｎ系合金の間の相互拡散を助長し、柱状組織の形成に寄与したと考えられる。

表７に、Ｃｕ−Ｓｎ系合金のバルク材とＳＣＭ４３５のバルク材の剥離試験結果を示す。剥離試験は、第１実施形態と同様の方法にて行った。表７からわかるように、Ｃｕ−Ｓｎ系合金のバルク材とＳＣＭ４３５のバルク材との接合強度は、表３に示す比較材の接合強度と同等以上である。このように、放電プラズマ焼結法によって接合を行い、かつＣｕ−Ｓｎ系合金としてＳｉを含有するものを用いることによって、ＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｓｎ系合金の間の原子の相互拡散が助長されて両者は直接固相接合されるため、メッキを介して接合していた従来のものと比較して高い接合強度が得られる。

以上に示す第３実施形態によれば、以下に示す効果を奏する。

放電プラズマ焼結法による加熱加圧を利用し、かつＣｕ−Ｓｎ系合金としてＳｉを含有するものを用いることによって、鉄系金属とＣｕ−Ｓｎ系合金とをメッキ等のバインダーを介さずに直接固相接合させることができる。よって、鉄系金属とＣｕ−Ｓｎ系合金とを高い接合強度で、かつ簡便に接合させることができる。

＜第４実施形態＞
以下に、本発明の第４実施形態について説明する。以下の第４実施形態では、第１実施形態と異なる点を中心に説明し、第１実施形態と同一の構成には同一の符号を付して説明を省略する。

第４実施形態では、Ｃｕ合金としてＣｕ−Ｎｉ系合金がＳｉを含有する合金を用いる場合について説明する。Ｃｕ−Ｎｉ系合金とはＣｕを主成分としＮｉを含有する合金をいう。ＮｉはＣｕ合金の硬度を高めることを目的として添加される。Ｎｉを多量に含有すると固溶硬化が大きくなり過ぎること、及びＮｉは高価であることを考慮すると、Ｎｉの含有量は１ｗｔ％以上３０ｗｔ％以下であることが望ましい。また、硬度はＳｉでも担えることを考慮すると、Ｎｉの含有量としてさらに望ましい範囲は、１ｗｔ％以上１０ｗｔ％以下である。表８にＣｕ−Ｎｉ系合金の組成を示す。Ｓｎは摺動部の耐摩擦性の向上を目的として添加されるものであり、必須の構成元素ではない。ＳＣＭ４３５の組成は表１に示したとおりである。

Ｃｕ−Ｎｉ系合金のバルク材とＳＣＭ４３５のバルク材を、放電プラズマ焼結法による加熱加圧によって接合した。加熱加圧の方法は、第１実施形態に示した方法と同様である。熱処理は８５０℃で１５分保持し、その後自然冷却した。加圧は熱処理の間２０ＭＰａの圧力に保持した。

Ｃｕ−Ｎｉ系合金のバルク材とＳＣＭ４３５のバルク材の接合界面の走査型電子顕微鏡写真を図１３〜１５に示す。図１３Ａ，１４Ａ，及び１５Ａは二次電子像であり、図１３Ｂ，１４Ｂ，及び１５ＢはＥＤＸ分析によるＳｉＫ_αのマッピング像である。図１３〜１５において、写真上側がＳＣＭ４３５、写真下側がＣｕ−Ｎｉ系合金である。図１３Ａ及び１３Ｂに示すＣｕ−Ｎｉ系合金は表８に示す組成１であり、図１４Ａ及び１４Ｂに示すＣｕ−Ｎｉ系合金は表８に示す組成２であり、図１５Ａ及び１５Ｂに示すＣｕ−Ｎｉ系合金は表８に示す組成３である。図１３Ａ，１４Ａ，及び１５Ａからわかるように、Ｃｕ−Ｎｉ系合金とＳＣＭ４３５が直接固相接合されていることが確認された。また、図１３Ｂ，１４Ｂ，及び１５Ｂからわかるように、Ｃｕ−Ｎｉ系合金に含まれるＳｉがＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｓｎ系合金の間の相互拡散を助長していることが確認された。

表９に、Ｃｕ−Ｎｉ系合金のバルク材とＳＣＭ４３５のバルク材の剥離試験結果を示す。剥離試験は、第１実施形態と同様の方法にて行った。表９からわかるように、Ｃｕ−Ｎｉ系合金のバルク材とＳＣＭ４３５のバルク材との接合強度は、図３に示す比較材の接合強度と同等以上である。このように、放電プラズマ焼結法によって接合を行い、かつＣｕ−Ｎｉ系合金としてＳｉを含有するものを用いることによって、ＳＣＭ４３５とＣｕ−Ｎｉ系合金の間の原子の相互拡散が助長されて両者は直接固相接合されるため、メッキを介して接合していた従来のものと比較して高い接合強度が得られる。

以上に示す第４実施形態によれば、以下に示す効果を奏する。

放電プラズマ焼結法による加熱加圧を利用し、かつＣｕ−Ｎｉ系合金としてＳｉを含有するものを用いることによって、鉄系金属とＣｕ−Ｎｉ系合金とをメッキ等のバインダーを介さずに直接固相接合させることができる。よって、鉄系金属とＣｕ−Ｎｉ系合金とを高い接合強度で、かつ簡便に接合させることができる。

以上の第１〜第４実施形態に示すように、放電プラズマ焼結法による加熱加圧を利用し、かつＣｕ合金としてＳｉ及びＡｌの少なくとも一方を含有するものを用いることによって、鉄系金属とＣｕ合金とをメッキ等のバインダーを介さずに直接固相接合させることができる。よって、鉄系金属とＣｕ合金とを高い接合強度で、かつ簡便に接合させることができる。

本発明は上記の実施形態に限定されずに、その技術的な思想の範囲内において種々の変更がなしうることは明白である。

例えば、第１実施形態では、斜板型ピストンポンプのシュー１０の製造方法について説明したが、斜板型ピストンモータのシューの製造方法にも当然適用することができる。

また、第１実施形態では、シュー１０が球状の球面座１１を介してピストン５の先端に回動自在に連結される構成について説明した。しかし、これに代えて、ピストン５の先端に球状部を設けると共に、シュー１０の本体部１３に凹状の球面座を設け、シュー１０が凹状の球面座を介してピストン５の先端の球状部に回動自在に連結されるように構成してもよい。

また、第１及び２実施形態では、本発明の摺動部材が斜板型ピストンポンプのシュー１０及びバルブプレート２３である場合について説明した。しかし、摺動部材はこれに限られるものではなく、バルブプレート２３が摺接するシリンダブロック２であってもよい。また、軸を支持するすべり軸受であってもよい。その場合には、軸に摺接する摺動部はＣｕ合金にて構成し、それ以外の本体部は鉄系金属にて構成するようにすればよい。

１０ シュー
１３ 本体部
１４ 摺動部
２３ バルブプレート
３０，３１ バルク材
４０ 放電プラズマ焼結装置
４１ａ 上部パンチ
４１ｂ 下部パンチ
５１，５５ プレート（本体部）
５４ Ｃｕ−Ｚｎ系合金層（摺動部）
１００ ピストンポンプ

Claims (5)

1. 摺動部を有する摺動部材の製造方法であって、
   前記摺動部材の本体部として機能する鉄系金属と、前記摺動部として機能し、Ｓｉ及びＡｌの少なくとも一方を含むＣｕ合金と、を放電プラズマ焼結法による加熱加圧によって固相接合して摺動部材を製造することを特徴とする摺動部材の製造方法。
2. 前記Ｃｕ合金は、バルク材又は粉末であることを特徴とする請求項１に記載の摺動部材の製造方法。
3. 前記鉄系金属と前記Ｃｕ合金とは、柱状組織を介して接合されることを特徴とする請求項１又は２に記載の摺動部材の製造方法。
4. 前記Ｃｕ合金は、Ｃｕ−Ｚｎ系合金、Ｃｕ−Ｓｎ系合金、又はＣｕ−Ｎｉ系合金であることを特徴とする請求項１から３のいずれか一つに記載の摺動部材の製造方法。
5. 前記Ｃｕ合金は粉末であって、
   第１パンチに支持された前記鉄系金属の表面にＣｕ合金粉末を載せ、前記第１パンチと製品形状に対応する形状を有する第２パンチとの間で、前記鉄系金属とＣｕ合金粉末を放電プラズマ焼結法によって加熱加圧することを特徴とする請求項１に記載の摺動部材の製造方法。