JP2017008939A - バルブシートリングの製造方法 - Google Patents

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Abstract

【課題】２種類の材料からバルブシートリングを製造する。
【解決手段】第１材料２及び第２材料３からバルブシートリング４を製造する。これら材料２，３は、平均粒径が約５〜１３μmとなるように、溶融した金属を噴霧することによって粉状に生成され、粒径が実質上３００μmより小さい流動性のある粒子に加工される。１〜５重量％の割合で添加剤が添加された後、プレス器具に充填され、４００〜７００MPaの圧力で一軸加圧成形される。添加剤は加熱により除去され、仮焼結及び本焼結される。
【選択図】図２

Description

本発明は、第１材料及び第２材料からバルブシートリングを製造する方法、及びその方法で製造されたバルブシートリングに関する。
粉末冶金法による２層材、即ち２種類の異なった材料から生成される部品の製造については、非特許文献１に詳細に記載されている。従って、２種類の異なった材料の粉末を相次いで空洞に充填し、これら材料を、処理しやすい本体（圧粉体）に一度に形成することが可能である。非特許文献１に記載された事例では、第１材料として鉄基のＷＣ基超硬合金（WC-Fe）による硬い固体と、第２材料として強靱な鉄基材料（Fe）と、が用いられている。
例えばWC-Fe材料を６００MPaで圧縮した場合、その圧粉密度は６９％TDであり、鉄を多く含む材料を６００MPaで圧縮した場合、その圧粉密度は７４%TD（TDは理論密度を意味する）との結果が得られる。材料を６００MPaで複合一軸加圧成形することにより鋳造体が生成され、その後焼結により両材料からなる固体の複合体が生成され得る。
使用された圧縮可能な粒子の適合性を評価し、２種類の材料からなる複合体の構造を理解するために、密度曲線が計算されていた。この粉末組成物が選ばれた理由の一つは、材料の初期の密度がごく僅かしか違わず、焼結中に材料密度の最終値がほぼ同じ値まで上昇するからである。
密度曲線の変化は、中温域において大きく異なることが理解されている。そのことにより、両材料の接合領域には必然的に物理的なストレス応力が作用することになる。
非特許文献１はさらに、加圧された層状体を生成する間、２種類の材料のうちの何れを先に空洞に充填する方が適切か、を説明しているが、これは材料同士及び材料と本体の型とにおける相互作用を示している。
このような材料の組み合わせには、有利な効果が認められるために、多くの用途が存在する。しかしながら、圧縮後の密度分布の評価や焼結後の部品に見られる亀裂から、２種類の材料からなる、粉体工学を活用したバルブシートリングの製造の技術的な実現は困難である。
そこで本発明は、従来技術にみられる欠点を解消し、２種類の材料からバルブシートリングを製造し得る、改善された方法を提供することを目的とする。
本発明は、バルブシートリングを製造するために先ず機能材料を選択するという、一般的な考えに基づいている。この考え自体は既にバルブシートリングにより、特に内燃エンジンのシリンダーヘッドにおける過酷な運転条件下で証明されている。
次なる工程では第２材料が選択される。特に焼結による、粉体工学を活用した処理においては、第２材料は、第１材料に接合する際に接合領域に損傷を与えることがなく、かつ適当な耐熱性や類似の膨張係数等を含む物理的特性により、第１（機能）材料の担持体として機能するものが選択される。
本発明によれば、両材料から微粉が生成及び粒化され、技術的な条件が満たされることにより、加圧及び焼結により層状の部品としての２層材が製造される。
本発明によれば、第１材料は、約１５〜３０重量％のモリブデン、約５〜３０重量％のクロム、０〜５重量％のシリコン、０〜２重量％の炭素、５重量％までのその他の要素、及び残余のコバルト、を含む。第２材料は、１０〜１２重量％のクロム、０．４〜０．８重量％のマンガン、０．５〜１重量％のケイ素、０．５〜０．９重量％の炭素、約３重量％のその他の要素、及び残余の鉄、を含む。
２種類の材料は、溶融した金属を噴霧して製造されており、その結果、平均粒径が約５〜１３μmの粒体が得られる。この後、第１材料及び第２材料の各々は、粒径が実質上３００μmより小さく、より好適には１５μmより大きく１５０μmより小さい、流動性のある粒子に、特に流動床顆粒化法、噴霧乾燥造粒法又はスクリーン整粒法を用いて加工される。有機加圧助剤を含む添加剤として、長鎖炭化水素（パラフィン）が、１〜５重量％の割合で、特に４重量％で導入される。この添加剤は、粒子を互いに結合させると同時に、粒子を相互に鋳型の壁から滑り落ちやすくする。
粒子は、両種類ともプレス器具に相次いで充填され、次いで４００MPaより大きく７００MPaより小さい圧力（p）で一軸加圧成形される。その間、添加剤は５０℃より高く７００℃より低い温度で加熱することにより除去される。ここで、バルブシートリングは、１１１０℃より高く１１３０℃より低い温度で仮焼結され、その後、約１２４０℃の温度で本焼結される。
特に好適な実施形態では、第１材料として、２３重量％のモリブデン、１６重量％のクロム、１重量％のケイ素、２重量％の鉄、０．５重量％の炭素、約３重量％のその他の要素、及び残余のコバルト、を含む合金が選択される。第２材料として、１１重量％のクロム、０．６重量％のマンガン、０．７重量％のケイ素、０．７重量％の炭素、約２重量％のその他の要素、及び残余の鉄、を含む合金が選択される。
これら合金は、溶融した金属を噴霧することにより、公知の技術により平均粒径が約５〜１３μmとなる微粒子へと加工される。これらの粉末は、自由な流動性を有する粒子｛充填密度：約２．４g/cm3、粒径：１５０μm（１００メッシュ）より小さく、より好適には１５μmより大きい。有機材料 (加圧助剤）を１〜５重量％の割合で含む｝に処理された後、両粉末ともプレス器具（プレス環）に相次いで充填され、共に４００MPaより大きく７００MPaより小さい圧力（p）で一軸加圧成形される。加えられる圧力にもよるが、各層においてこれら材料はその相対材料密度が６５〜約８０％TDに達する（TDは理論密度を意味する）。
用途における最小限の要求（高い強度、開放気孔率が０）に対応するそれら材料を製造するために、先ず結合剤が取り除かれ（有機添加物、特に加圧助剤を５０〜７００℃の温度で除去する）、次に焼結することで成形体は各層とも、少なくとも密度９３％TD（TDは理論密度を意味する）に達する。
この密度を確実に達成するために、成形体は直線上に約６〜１２％収縮する必要がある。「焼結」中に、粒子は互いに密集するように移動しその位置に留まる。これは、全ての空間方向における長さの変化と同時に起こり、ここでは６〜１２％の収縮にあたる。質量（結合剤は除去された）は等しいままで体積は減少したので、密度は前記の値９３％ＴＤよりも増加した。この処理において、粒子間の隙間（孔）は７％から０％へと大幅に減少した。これは密度が９３％ＴＤから１００％ＴＤへ増加したことに相当する。
さらに、これらの材料間には境界面が形成される。この境界面には損傷（亀裂又は堅い若しくは脆い接合）が無く、異なった２種類の材料から、粉体工学を活用して、信頼に足るバルブシートリングの製造を実現する。
２層材部品の実際の製造に加えて、前述したコバルト基合金からなる材料と、鉄基材料からなる材料と、を組み合わせることにより、先行技術により製造された、炭素基合金からなる技術的に有用な鋳造バルブシートリングに対し、さらなる驚くべきかつ予測できなかった利点がもたらされる。
これらの材料、即ち所望の方法で熱が加えられる領域において、線熱膨張係数（CTE）、熱伝導率（WLF）、ヤング率、剛性率、及びクリープ特性の異なる、いわゆる「簡素で、費用効率が高く、かつ耐熱性が低い」材料と、「複雑で、高値でかつ耐熱性が高い」材料と、を巧みに組み合わせることで、本発明におけるバルブシートリングは、以前は特に実用に適しているとされた、鋳造でコバルト基材料からなるバルブシートリングよりもより優れた機能特性を達成する。
これは、応力緩和性の性質、即ち一連の実用時に起こる形状や大きさの変化に関して、コバルト基（鋳造又は焼結）の同質の機能材料（第１材料）からなるバルブシートリングと、焼結されたコバルト基材料及び鉄基材料からなるバルブシートリング（２層材）と、を同じ運転条件の下で比較することで、より一層明確になる。
詳細には、組み合わされた材料からなるバルブシートリングの「重複代」は、単一の機能材料からなるバルブシートリングのそれに比べて、摩耗が著しく少ない。このことは、シリンダーヘッドの取付孔へのバルブシートリングの圧入状態が保持され、応力緩和の結果として、取付孔からバルブシートリングが欠落することに対し、高い安全性が保証される。
例えば、内燃エンジンの排気バルブの場合、バルブシートリング（ＶＳＲ）を、予め形成されかつ正確に位置決めされたシリンダーヘッドの取付孔に圧入する必要がある。そうして生産されるバルブシートリングは、取付孔よりも大きく形成された直径（＋２０〜約８０μm）を有する（両者が重なる部分を「重複代」と称する）。
バルブシートリングを設置するために、バルブシートリングは、例えば、温められた状態の取付孔に対し、その取付孔の直径よりも直径が小さくなる温度まで冷却される。これにより、バルブシートリングは容易に取付孔に圧入できるようになる。
バルブシートリングとシリンダーヘッドの温度を均一にすることにより、バルブシートリングは、予め計算された応力によって圧入された状態となり、脱落しないように固定される。内燃エンジンの運転中、この応力は、バルブ及びバルブシートリングを通過してシリンダーヘッドに流入する熱流による、線熱膨張係数（CTE）、弾性及びせん断係数、熱伝導率、並びに残留温度に依存した物理的特性（強度やクリープ性質）が関連した複雑な負荷状態によって変化する。これにより、ここでは応力緩和と呼ばれる、応力による運転中の形状変化が起こる。この応力緩和を通じて、バルブシートリングの残留応力の状態が変化するが、説明するように、均質な材料は、層構造の材料に比べて、この変化の度合いが大きく異なる。
結合剤を除去した後に仮焼結された層状成形体（向かって右側）と、密焼結された層状成形体（向かって左側）と、を比較した写真であり、コバルト基合金（第１材料）が上部に、鉄基材料（第２材料）が下部に位置している。 焼結後の層状複合体の構造を示しており、鉄基材料（上部）と、鉄基材料とコバルト基合金との間の遷移領域（中央）と、焼結後のコバルト基の機能材料（下部）と、を有している。 鉄基材料を異なる倍率で拡大した写真（上）及び焼結後の鉄基材料並びにコバルト基合金間の遷移領域を示した写真（下）である。 焼結後の第１材料（コバルト基）をエンジンに装着して応力緩和試験を行った結果を示す。 鋳造されたコバルト基材料をエンジンに装着して応力緩和試験を行った結果を示す。 コバルト基材料と、好適ではない鉄基材料とからなる焼結された複合体材料をエンジンに装着して応力緩和試験を行った結果を示す。
以下、本発明の実施形態を図面に基づいて詳細に説明する。ただし、以下の説明は、本質的に例示に過ぎず、本発明、その適用物あるいはその用途を制限するものではない。
複合体部品１、特にバルブシートリング４は、本発明に係る方法により、例えば次のように製造される。
最初に、金属の融液を霧化することによりコバルト基材料（第１材料２）及び鉄基材料（第２材料３）の粒子を得て、この粒子をfa=５０mm, fi=３５ mmの環状のプレス器具に充填する。このために、約４０ｇのコバルト基粒子と、約３７ｇの鉄基粒子と、が相次いでプレス器具の空洞に充填され、５２０MPaで加圧される。この圧力により、コバルト基粉末(第１材料２)はその材料密度が５.８５ｇ/ｃｍ3（６７％TD）に、鉄基粉末（第２材料３）はその材料密度が５.５ｇ/ｃｍ3（70.5％TD）に達する。
本発明（層状成形体）に係るバルブシートリング４の製造と並行して、自由焼結に関する情報を得るための参考用として、単一の粉又は粒子からなる鋳造体を製造した（参考用サンプル）。従って、その製造にあたっては、材料同士の相互作用はない。
第１の工程では、工業用の連続加熱炉で以下の作業を行う(温度上昇：３〜５K/min; 焼結温度：１１１０〜１１３０℃；保持時間：約２５〜３５min；雰囲気：Ｎ２-Ｈ２（５〜２０％Ｈ２）、室温まで温度下降：５〜１０K/min)。即ち鋳造体から有機添加物を除去し、「（扱いやすさの向上のために）仮焼結」される。
第２の工程では、本焼結が行われる（温度上昇：５〜１０K/min；最高温度：１２４０℃；保持時間：５０〜６０min；室温まで冷却：約２０〜１０K/min；雰囲気：Ｎ２-Ｈ２（５〜２０％Ｈ２）：RT １１００℃まで、真空下温度１１００〜１２４０℃、温度下降（５〜２０％Ｈ２））。
コバルト基の参考用サンプルを評価したところ、焼結密度は８．２〜８．５５ｇ/cm3(９４〜約９８％TD)となった。硬さは４５〜５３HRCになる。鉄基の参考用サンプルの焼結密度は７．２〜７．６ｇ/cm3(９２〜９７％TD)であり、硬さは４９〜５０HRCに達する。両者の差はその位置、実際の焼結温度、及び有効焼結時間に因る。
加圧された層状体(バルブシートリング４)は、焼結処理中にその形状が変化する。本発明におけるシステムの場合、仮焼結（１１２０℃）と本焼結（密焼結）とでは収縮差が反転するが、これは錐の方向が反転することで目視可能である。焼結前処理の後（図１右側）、鉄基領域（第２材料３）が僅かに大きく収縮していることが確認でき、その後の密焼結では、コバルト基領域（第１材料２）における収縮が大きい（図１左側）。
しかしながらこのことは、精密公差を達成するためには、両粉末（第１材料２及び第２材料３）の収縮時の性質が、より一致している必要があることを示唆している。焼結中に収縮差が生じた結果、複合体部品１の錐形が変形したが、これは最終的な収縮差、特にバルブシートリング４だけがその原因ではない。特に２つの材料２及び３の最大収縮値が異なっている間（即ち収縮曲線が異なっている間）、反転を伴わない変形が起こり、その結果同じ最終的な収縮の場合でも公差が大きくなる。
錐の方向は、本発明の機能を制限するものではない。何故ならバルブシートリング４は、焼結体から機械加工により製造されるからである。焼結工程を改良し、その結果精密公差を達成することは、本発明の変形例の目的である。
図２及び図３は、焼結後のバルブシートリング４を示している。図２は、第２材料３（鉄を主体とする母材）と第１材料２（コバルトを主体とする機能材料）との間の境界層の幅が約５０〜１００μmしかなく、当該境界層には損傷も重大な脆性相もない。これを物理的に及び熱的に変化する負荷がかかる状況下において適用することは特に重要である。
上述したように、バルブシートリング４として形成された複合体部品１は、シリンダーヘッドと重複代を有するように、シリンダーヘッドに導入される。エンジンの運転時、熱流がバルブ/バルブシートリングからシリンダーヘッドへと向かい、結果これがバルブシートリング４における温度勾配となる。
単一の材料（本発明ではない）では、シート領域から支持領域にかけて応力緩和値が減少し、その後の冷却状態で、バルブシートリングを取り除いた上面で計測された重複代は、支持領域の方向に増加している。
図４は、４３０℃のテスト温度において、焼結後のコバルト基（第１材料２）で起こる変化を示している。高温領域において（レベル１）、応力緩和値の総計は-３３μmが最大となる一方、圧入初期や圧入後期（残留）の重複代の大きさである５０μm及び１８μmは試験後も変らない。平均温度領域において（レベル２）、重複代の大きさは２９μmのままである。低温領域では（レベル３）、応力緩和値の総計は-１２μmが最小であり、最終の重複代の大きさはこれに比べて大きい。
焼結後の第１材料２（図４）と比較して、図５は同じ組成物で構成された鋳造材料に起こる変化の結果を示している。ここで驚くべきことに、この材料の応力緩和値は、全ての計測位置（高温から低温領域、即ちレベル１〜３）において図４で示されたそれよりも高い。レベル１（高温）における最終の重複代は僅かに１０μmであり、低温領域においては、テスト後の（取り除いた状態の）重複代は依然として３２μmである。
図６に示される、ここでは、好適でない材料特性を有する鉄基母材であるＡ１７（材料番号:１.４５４２又は１７−４PH）の場合、全ての温度範囲で高い応力緩和値が測定された。低温位置（レベル３）では重複代が失われている。これは値がマイナス（-２７μm）であることで明らかである。これは、シリンダーヘッドでの密着性が次第に減少することで、間隙への腐食が進行するために起こる。
機能材料２（ここではコバルト基の第１材料）及び母材３（ここでは、特殊鉄基材料の第２材料）で焼結された材料２及び３からなる好ましい複合体では、焼結された単体の材料と比較すると、重複代に関して状況が逆転する。
すなわち、低温側（レベル1）における、焼結された単体材料及び鋳造材料の重複代（圧入（残留））が、それぞれ１８μm（図４）及び１０μm（図５）であるのに比べ、複合体では、第１材料２（取り除いた状態の機能材料）の重複代は依然として２６μmも残る。これにより、ある特定の環境下で複合体の実験を行った結果、機能材料２は、従来技術によるバルブシートリングよりも、シリンダーヘッドに対してより強く圧入されることが確実となる。
極めて一般的に、本発明のバルブシートリング４は、第１材料２と第２材料３により製造され得る。
第１材料２は、約１５〜３０重量％のモリブデン、約５〜３０重量％のクロム、０〜５重量％のシリコン、０〜２重量％の炭素、５重量％までのその他の要素、及びコバルト、を含む。第２材料３は、１０〜１２重量％のクロム、０．４〜０．８重量％のマンガン、０．５〜１重量％のケイ素、０．５〜０．９重量％の炭素、約３重量％のその他の要素、及び鉄、を含む。
この２種類の材料２及び３は、最初に、平均粒径が約５〜１３μmとなるまで、溶融した金属を噴霧することによって粉状に生成したものである。ここで粉状の第１材料及び第２材料の各々は、実質上３００μmより小さく、より好適には１５μmより大きく１５０μmより小さい、流動性のある粒子に、特に流動床顆粒化法、噴霧乾燥造粒法又はスクリーン整粒法を用いて加工される。
粉末粒子と鋳造体の潤滑剤との間で結合剤として作用する有機加圧助剤を含む添加剤が、１〜５重量％の割合で、長鎖炭化水素（例えば、パラフィン）として導入される。ここで粒子は両種類ともプレス器具に相次いで充填され（先ずは粒化した第１材料２が、次は粒化した第２材料３が充填され）、次に４００MPaより大きく７００MPaより小さい圧力（ｐ）で一軸加圧成形される。
添加剤は、５０℃より高く７００℃より低い温度で加熱することによって除去される。バルブシートリング４は、特に１１１０℃より高く１１３０℃より低い温度で、先ず仮焼結され、その後、特に約１２４０℃の温度で本焼結される。
ここで第１材料２としては、２２〜２４重量％のモリブデン、１５〜１７重量％のクロム、０．５〜１．５重量％のケイ素、１．５〜２．５重量％の鉄、０．３〜１重量％の炭素、約４重量％のその他の要素、及びコバルト、を含む合金で、特に２３重量％のモリブデン、１６重量％のクロム、１重量％のケイ素、２重量％の鉄、０．５重量％の炭素、約３重量％のその他の要素、及びコバルト、を含む合金が使用される。
第２材料３としては、１０〜１２重量％のクロム、０．４〜０．８重量％のマンガン、０．５〜１重量％のケイ素、０．５〜０．９重量％の炭素、約３重量％のその他の要素、及び鉄、を含む鋼鉄で、特に１１重量％のクロム、０．６重量％のマンガン、０．７重量％のケイ素、０．７重量％の炭素、約２重量％のその他の要素、及び鉄、を含む合金が使用される。
粒子は、プレス器内で、５２０MPaの圧力pで加圧されることにより、第１材料２は、密度が約５．８５ｇ/m3になるまで圧縮され、第２材料３は、密度が約５．５ｇ/m3になるまで圧縮される。処理中の粒子は、焼結前の成形体における第１材料２と前記第２材料３との相対密度の差が最大で＋/−３%となるように、プレス器具内で加圧される。
バルブシートリング４は、Ｈ２の割合が５％より大きく２０％より小さいＮ２-Ｈ２雰囲気内で、約２５〜３５分間仮焼結され、Ｈ２の割合が５％より大きく２０％より小さいＮ２−Ｈ２雰囲気内で、約５０〜６０分間本焼結される。仮焼結は、好ましくは３〜５℃/minで温度を上昇させる温度上昇工程と、約５〜１０℃/minで温度を室温まで下降させる温度下降工程と、を含む。
本焼結は、５〜１０℃/minで温度を上昇させる温度上昇工程と、約１０〜２０℃/minで室温まで下降させる温度下降工程と、を含む。ここでバルブシートリング４は、１１００℃以下の真空下のＮ２-Ｈ２雰囲気内で、１１００℃より高く１２４０℃より低い温度で焼結される。
この方法で製造された本発明のバルブシートリング４は、−４０℃より高く６００℃より低い温度範囲において、熱膨張量８．０〜１９．５μｍ/ｍK、ヤング率１５０〜２５０GPa、及び圧縮耐力９００〜２０００MPa である特性を有する。これに加えて、バルブシートリング４においては、第１材料２の領域が軸方向に直線状に収縮することにより、第２材料３の領域が最大＋/-２％の間で直線状に収縮する。

Claims (16)

  1. 第１材料と、第２材料とから製造されるバルブシートリングの製造方法であって、
    前記第１材料は、約１５〜３０重量％のモリブデン、約５〜３０重量％のクロム、０〜５重量％のシリコン、０〜２重量％の炭素、５重量％までのその他の要素、及びコバルト、を含み、
    前記第２材料は、１０〜１２重量％のクロム、０．５〜０．８重量％のマンガン、０．５〜１重量％のケイ素、０．５〜０．９重量％の炭素、約３重量％のその他の要素、及び鉄、を含み、
    前記第１材料及び前記第２材料の各々は、平均粒径が約５〜１３μmとなるように、溶融した金属を噴霧することによって粉状に生成され、
    粉状の前記第１材料及び前記第２材料の各々の粒径は、実質上３００μmより小さく、より好適には１５μmより大きく１５０μmより小さい、流動性のある粒子に加工され、
    １〜５重量％の有機加圧助剤を含む添加剤とともに、前記２種類の粒子はプレス器具に続けて充填された後、４００MPaより大きく７００MPaより小さい圧力で一軸加圧成形され、
    前記添加剤は、５０℃より高く７００℃より低い温度で加熱することによって除去され、
    前記バルブシートリングが、仮焼結及び本焼結されることを特徴とする製造方法。
  2. 請求項１に記載の製造方法において、
    前記バルブシートリングは、１１１０℃より高く１１３０℃より低い温度で仮焼結され、約１２４０℃の温度で本焼結される製造方法。
  3. 請求項１又は請求項２に記載の製造方法において、
    粉状の前記第１材料及び前記第２材料の各々は、前記粒子に、流動床顆粒化法、噴霧乾燥造粒法、又はスクリーン整粒法を用いて加工される製造方法。
  4. 請求項１から請求項３のいずれか１つに記載の製造方法において、
    前記第１材料として、２２〜２４重量％のモリブデン、１５〜１７重量％のクロム、０．５〜１．５重量％のケイ素、１．５〜２．５重量％の鉄、０．３〜１重量％の炭素、約４重量％のその他の要素、及びコバルト、を含む合金が使用される製造方法。
  5. 請求項１から請求項４のいずれか１つに記載の製造方法において、
    前記第２材料として、１０〜１２重量％のクロム、０．４〜０．８重量％のマンガン、０．５〜１重量％のケイ素、０．５〜０．９重量％の炭素、約３重量％のその他の要素、及び鉄、を含む鋼鉄が使用される製造方法。
  6. 請求項１から請求項５のいずれか１つに記載の製造方法において、
    前記第１材料として、２３重量％のモリブデン、１６重量％のクロム、１重量％のケイ素、２重量％の鉄、０．５重量％の炭素、約３重量％のその他の要素、及びコバルト、を含む合金が使用される製造方法。
  7. 請求項１から請求項６のいずれか１つに記載の製造方法において、
    前記第２材料として、１１重量％のクロム、０．６重量％のマンガン、０．７重量％のケイ素、０．７重量％の炭素、約２重量％のその他の要素、及び鉄、を含む合金が使用される製造方法。
  8. 請求項１から請求項７のいずれか１つに記載の製造方法において、
    前記粒子が、前記プレス器具内で、５２０MPaの圧力で加圧されることにより、前記第１材料は密度が約５．８５ｇ/m3になるまで圧縮され、前記第２材料は密度が約５．５ｇ/m3になるまで圧縮される製造方法。
  9. 請求項１から請求項８のいずれか１つに記載の製造方法において、
    前記プレス器具内の前記粒子は、焼結前の成形体における前記第１材料と前記第２材料との相対密度の差が最大で＋/−３%となるように、加圧される製造方法。
  10. 請求項１から請求項９のいずれか１つに記載の製造方法において、
    前記バルブシートリングは、Ｈ２の割合が５％より大きく２０％より小さいＮ２-Ｈ２雰囲気内で、約２５〜３５分間仮焼結される製造方法。
  11. 請求項１から請求項１０のいずれか１つに記載の製造方法において、
    前記バルブシートリングは、Ｈ２の割合が５％より大きく２０％より小さいＮ２-Ｈ２雰囲気内で、約５０〜６０分間本焼結される製造方法。
  12. 請求項１から請求項１１のいずれか１つに記載の製造方法において、
    前記仮焼結は、３〜５℃/minで温度を上昇させる温度上昇工程と、約５〜１０℃/minで温度を室温まで下降させる温度下降工程と、を含む製造方法。
  13. 請求項１から請求項１２のいずれか１つに記載の製造方法において、
    前記本焼結は、５〜１０℃/minで温度を上昇させる温度上昇工程と、約１０〜２０℃/minで温度を室温まで下降させる温度下降工程と、を含む製造方法。
  14. 請求項１から請求項１３のいずれか１つに記載の製造方法において、
    前記バルブシートリングは、１１００℃以下の真空下のＮ２-Ｈ２雰囲気内で、１１００℃より高く１２４０℃より低い温度で焼結される製造方法。
  15. バルブシートリングであって、
    請求項１から請求項１４のいずれか１つの方法を用いて製造され、−４０℃より高く６００℃より低い温度範囲において、
    熱膨張量８．０〜１９．５μｍ/ｍKと、
    ヤング率１５０〜２５０GPaと、
    圧縮耐力９００〜２０００MPaと、の特性を有するバルブシートリング。
  16. 請求項１５に記載のバルブシートリングにおいて、
    前記第２材料の領域の軸方向への直線状の収縮に対し、前記第１材料の領域が最大で＋/-２％軸方向に直線状に収縮しているバルブシートリング。
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