JP4291639B2 - 鉄基焼結合金およびその製造方法 - Google Patents
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Description
【発明の属する技術分野】
本発明は,焼き戻し軟化抵抗に優れた鉄基焼結合金およびその製造方法に関する。さらに詳細には,耐摩耗性,低相手攻撃性,および面圧疲れ強さに優れ,ネットシェイプ成形にも好適な鉄基焼結合金およびその製造方法に関するものである。
【0002】
【従来の技術】
従来から,例えばエンジンカムシャフトのように,高い面圧を受けつつ他の部材と摺動する機械要素の素材として,鉄基焼結合金が使用されている。従来のカムシャフト用鉄基焼結合金は,高炭素組成(1.5〜3mass%程度)の材料を用い液相焼結により製造されているのが一般的である。これにより高密度化させるとともに,粗大な炭化物(粒径数μm〜数十μm程度)を分散させて耐摩耗性の確保を図っている。また,固−液共存状態を経由することから,焼結と同時にカムピースとシャフトとを拡散接合させることができるという利点もある。一方,固相焼結も使用されている。その場合には,焼結および熱処理後のカムピースを,機械接合,拡管接合,あるいは焼きばめによりシャフトと一体化させる手法がある。研削仕上げ時の作業負担を軽減するためには焼きばめがもっとも有利である。従来のこの種の鉄基焼結合金としては例えば,特許文献1に記載されたものが挙げられる。
【0003】
【特許文献1】
特開昭63−42357号公報
【0004】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら近年では,焼結合金による部材の成形に対し,ネットシェィプ化が望まれるに至っている。工程の簡素化のため,あるいは,特にカムピースの場合にはプロフィールの自由度の拡大の要求が大きくなってきたためである。これに対し従来の鉄基焼結合金では,次のような問題があった。まず,液相焼結を行った場合には,焼結時の収縮が大きく,面粗度も悪いという問題がある。このため研削仕上げが不可欠で,ネットシェイプ化の要求には応えられない。一方,固相焼結を用い機械接合または拡管接合でシャフトと一体化させた場合には,シャフトとの同軸度が低いという問題がある。このため結局,カムプロフィール面の研削仕上げを省略することができない。また,この場合の鉄基焼結合金には炭化物の粗大粒が分散している。このために摺動の相手部材に対する攻撃性が高いという問題もある。固相焼結および焼きばめを用いると,ネットシェイプ化という点では有利であるが,硬さが十分確保されないという問題がある。焼きばめ時にカムピースが焼き戻されてしまうからである。このため,耐久性が不十分となる。
【0005】
本発明は,前記した従来の鉄基焼結合金が有する問題点を解決するためになされたものである。すなわちその課題とするところは,形状精度および耐摩耗性,低相手攻撃性に優れるとともに,焼き戻し後において十分な硬さを有する鉄基焼結合金およびその製造方法を提供することにある。これにより,カムピース等の部材のネットシェイプ化の要求に応えることを目的とする。
【0006】
【課題を解決するための手段】
この課題の解決を目的としてなされた本発明の鉄基焼結合金は,マルテンサイトからなるマトリックスにCr7C3炭化物,Mo7C3炭化物,およびM7C3炭化物(Mは4a族または5a族金属から選ばれる1種または2種以上)を含み,Cr:1〜3.5mass%,Mo:0.2〜0.9mass%,4a族または5a族金属:Vに換算して0.1〜0.5mass%(より好ましくは0.18〜0.38mass%),C:0.7〜1.1mass%,Mn:0.7mass%以下,残部Feおよび不純物からなる組成のものである。ここで4a族または5a族金属がV以外のものである場合には,その組成範囲を,その金属とVとの原子量の比により換算するものとする(以下同じ)。なお,4a族金属はTi,Zr,Hfのいずれでもよく,5a族金属はV,Nb,Taのいずれでもよい。
【0007】
また,本発明の鉄基焼結合金の製造方法は,Cr:1〜3.5mass%,Mo:0.2〜0.9mass%,4a族または5a族金属:0.1〜0.5mass%(より好ましくは0.18〜0.38mass%),Mn:0.7mass%以下,残部Feおよび不純物からなる組成の合金粉末と,炭素粉末とを,合金粉末に対する炭素粉末の比率が0.8〜1.1mass%の範囲内となるように混合し,その混合物を成形し,その成形体を焼結し,その焼結体の温度が150℃以下まで下がってから800℃以上の温度まで加熱して焼き入れすることにより鉄基焼結合金を製造する方法である。ここで,合金粉末および炭素粉末に加えて潤滑剤をも混合してもよい。
【0008】
本発明の鉄基焼結合金においては,炭素の比率がさほど高くないため,焼結は固相焼結として行われる。そして,焼結後の段階ですでに,Mが4a族または5a族金属であるM7C3炭化物の微小核が存在している。そして焼き入れ時の加熱により,この微小核を起点としてCr,Moをも取り込みつつ,M7C3炭化物が析出する。焼き入れ後の段階では,上記の各種の成分元素は,一部がM7C3炭化物として存在し,残りはマトリックスのFe中に固溶している。このためマトリックスはマルテンサイト組織となっている。そして,マルテンサイトのマトリックス中に,M7C3炭化物が存在している。この炭化物は,その後の焼き戻し時にはマルテンサイトの粒界をピンニングし,粗大マルテンサイト粒の生成を防ぐ。これにより,鉄基焼結合金の硬さが底上げされており,焼き戻し後における鉄基焼結合金の硬さが確保される。
【0009】
このように本発明では,固相焼結により成形できるので,形状精度や面粗度に優れ,その後の研削仕上げは不要である。また,焼きばめにより他の部材と一体化(例,カムピースとシャフト)する場合に,焼きばめ後における硬さが確保される。かくして,ネットシェイプ成形が十分可能であるとともに,焼き戻し軟化に対する抵抗が高い鉄基焼結合金およびその製造方法が得られている。なお,原料として用いる鉄基合金粉末は,上記の各合金元素の他,鋼が一般的に不可避不純物として含む元素を含んでいてもよい。
【0010】
本発明の鉄基焼結合金およびその製造方法においては,焼き入れ後の状態で,炭化物の平均粒径が400nm以下であることが望ましい。炭化物が大きすぎると,結晶粒界のピンニング効果が薄れ,さらには摺動相手の部材に対する攻撃性が強くなってしまうからである。なお,炭化物の平均粒径は,レーザー回折式粒度分析計で測定するとよい。
【0011】
また,本発明の鉄基焼結合金およびその製造方法においては,焼き入れ後の状態で,炭化物中のCr,Mo,4a族または5a族金属が鉄基焼結合金全体に対して占める比が,Cr:0.6〜0.9mass%,Mo:0.05〜0.3mass%,4a族または5a族金属:0.1〜0.4mass%の範囲内となる。すなわち,残りのCr,Mo,4a族または5a族金属はマトリックス中に固溶しているのである。これにより,必要十分な量のM7C3炭化物の確保と,マトリックスのマルテンサイトの安定化とが図られる。
【0012】
さらに,本発明の鉄基焼結合金およびその製造方法においては,焼結後の状態で,酸素含有量が0.2mass%未満であることが望ましい。これは,焼結時の保持温度を1200℃以上とすることにより達成される。原料の合金粉末中のCr酸化物が還元されるからである。このように低酸素とすることにより焼結が促進されるため,焼き入れ後,さらには焼き戻し後の状態における鉄基焼結合金の強度が確保される。
【0013】
さらに,本発明の鉄基焼結合金およびその製造方法においては,焼き入れ前の保持温度が820〜910℃の範囲内であることが望ましい。さらに,その保持温度での保持時間が25分以上であることが望ましい。
【0014】
【発明の実施の形態】
以下,本発明を具体化した実施の形態について詳細に説明する。本実施の形態は,合金粉末および炭素粉末を主な原材料として,固相焼結により,内燃機関用カムシャフトのカムピースを製造する工程に,本発明を適用したものである。なお,本実施の形態では,研削仕上げを行わない工程を前提としており,製造したカムピースは,焼きばめによりシャフトと一体化されるものとする。
【0015】
本実施の形態では,合金粉末および炭素粉末を主な原材料とする。合金粉末は,焼結後の鉄基焼結合金の諸成分のうちC以外の元素の供給源である。炭素粉末は,焼結後の鉄基焼結合金の諸成分のうちCの供給源である。したがって,本実施の形態で使用する合金粉末は,Feを主成分とし,合金元素としてCr,Mo,4a族または5a族金属を含んでいなければならない。なお,4a族金属はTi,Zr,Hfのいずれでもよく,5a族金属はV,Nb,Taのいずれでもよい。これら以外にも,鋼が一般的に不可避不純物として含む元素を含んでいてもよいことはもちろんである。その一方で,合金粉末のCの含有量は,可能な限り低いものでよい。Cは炭素粉末から供給されるからである。本実施の形態では,これら以外の原料粉末として,潤滑剤の粉末を使用する。これは,粉末冶金において一般的に用いられるものでよい。
【0016】
本実施の形態では,上記の各原料粉末を混合し,成形してカムピースのネットシェイプ形状とする。そしてそれを焼結し,さらに,焼き入れする。このようにして得たカムピースを,焼きばめによりシャフトと一体化する。これにより,研削仕上げ工程を経ることなく,カムシャフトが製造される。この,焼結から焼きばめまでの熱履歴の概略を,図1に示す。図1中,「焼結」とある部分が上記の焼結に,「焼入」とある部分が上記の焼き入れに,「焼戻し」とある部分が上記の焼きばめに,それぞれ該当する。
【0017】
ここで,焼結の終期の時点ですでにマトリックス中には,M7C3炭化物の核が存在している。ただしこの時点では,炭化物中のMのほとんどは4a族または5a族金属である。この種の金属の炭化物は,他の金属の炭化物と比較して,高温でも安定的に存在できるからである。そして,焼結後,焼き入れ前には,焼結体の温度を一旦150℃以下まで下げる。これにより,A3 変態を完了させ,マトリックスとして,マルテンサイトあるいはベイナイトの組織を形成する。
【0018】
その後,再度加熱してしばらく温度を保持し,焼き入れを行う。この時の温度保持中に,M7C3炭化物の核がある程度成長する。このときには,4a族または5a族金属ばかりでなくCr,MoもM7C3炭化物中に取り込まれる。これにより,平均粒径400nm程度の微細炭化物がマトリックス(基地となる金属)に分散した状態が得られる。焼き入れはこの状態で行われる。よって,微細炭化物によりマトリックスの粒界がピンニングされ,微細な結晶粒を持つマルテンサイト組織が得られる。また,焼き入れ後のマトリックスには,なおも過飽和なCや合金元素がある程度固溶している。
【0019】
かくして得られたカムピースは,焼きばめによりシャフトと一体化される。ここで研削仕上げ工程は不要である。形状精度や面粗度に優れる固相焼結により成形したためである。また,焼きばめ後のカムピースは,内燃機関用カムシャフトとして十分な耐摩耗性,硬さ,強度を有している。マトリックスがマルテンサイトで構成されており,微細なM7C3炭化物が分散しており,さらに,微細な結晶粒による組織を有しているからである。その一方で,摺動相手部材に対する攻撃性はさほど高くない。つまり低相手攻撃性に優れる。M7C3炭化物の平均粒径が400nm程度と小さいからである。
【0020】
ここで,図1と異なる熱履歴を採用した場合に上記と同じ特性が得られるか否かを検討した結果を説明する。図2は,焼結後直ちに室温まで急冷した場合の熱履歴を示している。図3は,焼結後の冷却の途中で焼き入れ温度に保持し,その後急冷した場合の熱履歴を示している。本発明者らの実験では,図2,図3のいずれの場合でも,M7C3炭化物の十分な析出が得られなかった。このため,焼きばめ時に焼き戻されて軟化してしまい,十分な焼きばめ後の強度が得られなかった。図2の熱履歴で十分な炭化物が得られない原因は,M7C3炭化物が成長するタイミングがないことにあると考えられる。すなわち,この熱履歴でも,焼結の終期には炭化物の核は存在している。しかし,これが成長しないのである。さらに,図3のように焼結後の冷却の途中で焼き入れ温度に保持した場合でも,炭化物の成長はやはり不十分であった。その原因は,温度保持時にはまだマトリックスのマルテンサイト組織ができていないために,この時点で温度保持しても炭化物核の成長にはつながらないことにあると推定される。このように本実施の形態では,図1に示したように,焼結後に一旦室温付近まで冷却し,その後に焼き入れを行うことが必要なのである。
【0021】
なお,図2,図3のような熱履歴であっても,4a族または5a族金属の含有量をもっと多くしておけば,M7C3炭化物の析出は得られる。しかしながらそのような手段を採ることは好ましくない。コストの問題もさることながら,高密度な焼結合金が得られないからである。その理由は,4a族または5a族金属を多量に含む合金粉末はそれ自体が硬いことにある。このため,成形時に空隙が多く残り,密度が低い焼結合金しか得られないのである。よって,耐久性が不十分となってしまうのである。
【0022】
次に,各合金元素の組成範囲について検討する。まずCrについては,その好適な範囲は1〜3.5mass%である。Moについては,その好適な範囲は0.2〜0.9mass%である。4a族または5a族金属については,その好適な範囲は,Vの場合で0.1〜0.5mass%である。V以外の元素である場合には,その元素の組成(mass%)を,その元素の原子量で除し,Vの原子量を乗じて換算した値が上記の範囲内にあればよい。2以上の4a族または5a族金属を含む場合には,各元素の換算値(Vはそのまま)の合計が上記の範囲内にあればよい。これらの元素は,M7C3炭化物の成分(M)となる元素である。よって,これらが不足していると,M7C3炭化物が十分に生成しないという問題を生じる。特に4a族または5a族金属は,M7C3炭化物が析出する起点である核の生成に不可欠なものである。一方,これらが過剰だと,粗大なM7C3炭化物が生成して摺動相手に対する攻撃性が強くなりやすいという問題を生じる。また,これらの元素は酸素Oとの親和性が非常に強いので,焼結時等にOを取り込んで焼結合金の強度を下げる懸念もある。むろん,コストの問題も生じる。これらならびにMnについては,原料の合金粉末における組成がそのまま焼結合金中の組成(マトリックスと析出物とのトータルとして)になると考えてよい。
【0023】
C(炭素粉末)については,その混合比率の好適な範囲は,0.8〜1.1mass%である。Cが不足していたのでは,M7C3炭化物が十分に生成しないことはいうまでもない。逆にCが過剰だと,粗大なM7C3炭化物の生成や,セメンタイト,パーライト等の異相を生成させるおそれがある。また,焼結が液相焼結になりやすいので,形状精度や面粗度の点でも不利である。Mnの含有量の好適な範囲は,0.7mass%以下である。Mnは,脱酸作用により酸素含有量を下げるので,硬度の高い焼結体を得ることを容易にさせる効果がある。一方でMnは,Siのように粗大な炭化物を生成させることがないので,低相手攻撃性に優れる。このため,0.09mass%以上のMnを含んでいることが望ましい。しかし,Mnの含有量が高すぎると,合金粉末の形状が丸みを帯びて成形性が低下するので,上限を0.7mass%(より好ましくは0.62mass%)とする。
【0024】
続いて,各工程での温度等の条件について検討する。まず,焼結温度については,1200℃以上が好ましい。焼結温度は,従来は1120℃程度で十分とされていた。しかし本発明では従来より高い1200℃以上で焼結を行うことにより,原料の合金粉末中に含まれる金属(特にCr)の酸化物が十分に還元されることとなる。これにより,燒結合金のO含有率を,0.20mass%未満(1120℃程度で焼結した場合には0.25〜0.35mass%程度)に抑えることができる。このことが,焼きばめ後のカムピースの強度を確保する上で有益である。なお,焼結温度があまりに高すぎると,形状精度の悪化とコスト上昇を招くのでよくない。よって,1300℃以下が好ましい。
【0025】
焼結後には,前述のように一旦焼結体の温度を室温付近まで下げる必要がある。その理由は,前述の熱履歴の検討結果にも示したように,M7C3炭化物を十分に成長させるためである。すなわち本発明者らは,焼結後に一旦焼結体の温度を室温付近まで下げることにより,M7C3炭化物の成長に必要なマトリックスであるマルテンサイト組織が十分に形成されるものと推定している。本発明者らがさらに検討した結果,上記の効果を得るためには,焼結後に一旦焼結体の温度を150℃以下まで下げる必要があることが見出された。
【0026】
次に,焼き入れについては,焼き入れ前の保持温度800℃以上とする。保持温度が低すぎると,当然ながら焼き入れ不足となる。このためマトリックスの硬さが不十分となってしまう。一方,保持温度が高すぎると,M7C3炭化物がかえって減少してしまい,狙いとする特性を得ることが困難である。このため保持温度を910℃以下とするとよい。また,保持温度での保持時間は,M7C3炭化物の核をある程度成長させるため,25分以上確保することが望ましい。このようにして,M7C3炭化物の析出による分散強化により,十分な硬さを有する焼結合金が得られるのである。なお,マルテンサイトの結晶粒も相当に微細であり,このことも硬さに寄与していると考えられる。M7C3炭化物が分散していることにより,マルテンサイト粒界をピンニングする作用があるからである。
【0027】
その後の焼きばめ,すなわち焼き戻しは,300℃以下で行うのがよい。図4のグラフに示すように,焼き戻し温度が高いほど,焼き戻し後の焼結合金の硬さが低くなるからである。また,焼き戻し温度が高いと,焼き戻し脆化も起こりやすい。図4のグラフでは,本実施の形態に係るFe−Cr−Mo−V系合金の場合と,比較としてのFe−Mo系合金の場合とを示している。焼き戻し温度に対する傾向は同様であるが,Fe−Cr−Mo−V系合金の方が全体的に硬さに優れる。なお,焼きばめ温度が低すぎると,焼きばめ作業そのものに支障があるのはもちろんである。
【0028】
【実施例】
以下に実施例および比較例を示す。本実施例および比較例では,4a族または5a族金属の種類として,すべて5a族のVを用いた。そして,原料の合金粉末として,市販の完全合金化粉末であって表1に示す組成を有するものを使用した。いずれも,残部は実質的にFeである。
【0029】
表1において,番号9,17の合金粉末は,Vを欠くものである。番号10の合金粉末は,Vの含有量が多すぎるものである。番号11の合金粉末は,Crの含有量が少なすぎるものである。番号12の合金粉末は,Crの含有量が多すぎるものである。番号15,16の合金粉末は,CrおよびVを欠くものである。このように番号9〜12,15〜17の合金粉末は,組成が好適な範囲を外れているものである。番号1〜8,13,14,18の合金粉末の組成は,好適な範囲内にある。
【0030】
【表1】
【0031】
続いて,混合条件および熱処理等の条件を表2に示す。表2中の「炭素量」の欄および「潤滑剤」の欄は,合金粉末に対するそれぞれの混合の配合比を,合金粉末と炭素粉末と潤滑剤との総計に対する質量比で示している。残部は合金粉末である。炭素粉末としては,平均粒径12μmの天然黒鉛粉を使用した。これより比較例1〜4,7〜9は,使用する合金粉末の組成が好適な範囲から外れているものである。比較例5は,使用する合金粉末の組成は好適な範囲内にあるが,炭素の混合量が少なすぎるものである。また比較例6は,使用する合金粉末の組成は好適な範囲内にあるが,炭素の混合量が多すぎるものである。比較例10は,合金粉末の組成,炭素量とも好適な範囲内にあるが,後述する熱処理の条件が不適切なものである。潤滑剤については,その種類も表2中に示されている。すなわち表2中の▲1▼はステアリン酸Znを,▲2▼はステアリン酸Liを,▲3▼はエチレンビスステアラマイドを,それぞれ示している。各実施例および比較例とも,各原料を,Vブレンダーを用いて15分間混合した。
【0032】
【表2】
【0033】
表2中の「成形焼結」の欄は,混合済の原料粉についての成形および焼結を,次のA.〜E.のいずれで行ったかを示している。
A. (1回成形+1回焼結)
・加圧成形(686MPa)
↓
・焼結(1250℃,真空雰囲気,60分)
B. (2回成形+2回焼結)
・加圧成形(686MPa)
↓
・仮焼結(850℃,真空雰囲気)
↓
・室温
↓
・加圧成形(686MPa)
↓
・焼結(1250℃,真空雰囲気,60分)
C. (1回温間成形+1回焼結)
・予熱(原料粉140℃,金型160℃)
↓
・加圧成形(686MPa)
↓
・焼結(1250℃,還元雰囲気,60分)
D. (1回温間成形+1回焼結)
・予熱(原料粉140℃,金型160℃)
↓
・加圧成形(686MPa)
↓
・焼結(1120℃,還元雰囲気,30分)
E. (1回温間成形+1回焼結)
・金型に潤滑剤(ステアリン酸Li)塗布
↓
・予熱(原料粉140℃,金型120℃)
↓
・加圧成形(686MPa)
↓
・焼結(1230℃,真空雰囲気,60分)
【0034】
上記B.のように(2回成形+2回焼結)のプロセスを採用すると,より高密度な焼結合金を得ることができる。上記C.中の「還元雰囲気」としては,実際には90vol%N2−10vol%H2雰囲気を使用した。上記E.のように金型にあらかじめ潤滑剤を塗布しておくと,原料粉に混合する潤滑剤の量がその分少なくて済む。これにより,より高密度な焼結合金を得ることができる。
【0035】
表2中の「焼き入れ」の欄は,焼結後の合金についての焼き入れを,次のF.,G.のいずれで行ったかを示している。
F.
・一旦室温まで徐冷
↓
・865℃に加熱して30分保持
↓
・油焼き入れ(150℃まで)
G.
・焼結温度からそのまま急冷(100℃/分)
【0036】
上記のG.は,焼結後に,一旦室温まで冷やすことなくそのまま直ちに焼き入れるプロセスである。これは,前述の図2に示した熱履歴を焼結合金に付与するプロセスである。表2から明らかなように,G.のプロセスは,比較例10のみに使用した。他のすべての実施例および比較例には,F.のプロセスを使用した。
【0037】
そして,F.またはG.のプロセスで焼き入れした後の各焼結合金を,大気中で300℃に30分間保持し,その後放冷した。これは,焼きばめ時の熱履歴を模した焼き戻しである。
【0038】
【表3】
【0039】
焼き戻し後の各焼結合金の組成,密度,ビッカース硬さ(HV,JIS Z2244に準拠)を表3に示す。表3から明らかなように,各実施例,比較例とも,酸素Oの含有量は高々0.10mass%程度でしかない(実施例8を除く)。これは,前述のように焼結を比較的高温で行っていることによる脱酸効果の現れである。また,各実施例,比較例とも,7.00g/cm3以上と良好な密度を有している。特に,成形および焼結を前述のB.またはE.のプロセスで行った試料(表2参照)において密度が高い傾向がある。
【0040】
表3中のビッカース硬さは,測定荷重0.1kgf(0.98N)での値である。各実施例のものはいずれも良好な値を示している。マトリックス中に炭化物が良好に析出しているためと考えられる。しかし比較例においては,硬さ不足のものが見られる。比較例1,3,5,7〜10がそうである。
【0041】
比較例1,3,5,7〜10で硬さが不足する原因は,炭化物の析出が不十分なことにあると考えられる。なぜなら,比較例1,9については,成分としてVを含んでいないため,焼結の終期の時点でほとんど炭化物の核が発生してしないと考えられる。またMoが不足していることにより,核の成長も不十分であると考えられる。比較例3については,Crが不足していることにより,核の成長が不十分であると考えられる。比較例5については,Cそのもの(炭素)が不足していることにより,炭化物の析出が不十分となったものと考えられる。比較例7,8については,成分としてVを含んでいないため,焼結の終期の時点でほとんど炭化物の核が発生してしないと考えられる。また成分としてCrも欠いているので,核の成長も不十分であると考えられる。比較例10については,焼結後にそのまま急冷した(前述のF.のプロセス)ために,核の成長が不十分であると考えられる。
【0042】
表4に,焼き戻し後の各焼結合金における各元素の炭化物としての析出量,面圧疲れ強さ,摩耗試験時の摩耗深さを示す。析出量は,マトリックスを化学的に溶解することにより抽出した炭化物中の各元素の量を,焼結合金全体に対する質量%で表した値である。表3中の各成分の値と比較することにより,実施例の焼結合金では,Vのおおむね55〜70%程度,そしてCr,Moの各元素のおおむね25〜60%程度が,炭化物として析出していることがわかる。これらの元素の残りの部分はマトリックス中に固溶しているものと考えられる。面圧疲れ強さは,ラジアル式転動疲労試験により測定した値である。各実施例とも良好な値を示している。しかし比較例においては,面圧疲れ強さが不足しているものが見られる。比較例3,5,9,10がそうである。その原因は前述のビッカース硬さの場合と同じく,炭化物の析出が不十分なことにあると考えられる。
【0043】
摩耗深さは,各実施例並びに比較例の焼結合金を試験片として,図5に示す方法で試験した。試験条件は,以下の通りである。
・リングの材質:SAE4620鋼,浸炭焼き入れ,焼き戻し後にリュブライト処理
・リング回転数:150rpm
・荷重:690N
・試験時間:90分
・潤滑油の種類:5W−30級ベースオイル
・潤滑油の滴下量:2cm3/分
なお,試験の都度,新品のリングを使用した。
【0044】
表4中の「自己」の欄に示す値は,上記の条件による試験後の試験片の摩耗深さである。したがって,この欄の各値は,各実施例および比較例の焼結合金自身の耐摩耗性の度合いを示している。値が小さいほど耐摩耗性に優れているといえる。各実施例のものでは,摩耗深さは高々10μm程度である。これより,各実施例のものは耐摩耗性に優れているといえる。しかし比較例においては,値の大きいものが見られる。比較例1,3,7〜10がそうである。これらは,ビッカース硬さや面圧疲れ強さが悪かったものとほぼ一致している。したがって,炭化物の析出不十分が不良の原因であると考えられる。なお実施例8は,焼結温度が低いため,表3中の酸素量が0.23mass%とやや多い。そのため,面圧疲れ強さに関しては他の実施例と比較してやや低い水準にある。しかし摩耗深さは十分に良好な値が確保されている。
【0045】
【表4】
【0046】
なお,各実施例の焼き戻し後の焼結合金中の析出物を透過電子顕微鏡にて観察し,電子回折により結晶系を同定した。その結果,析出物の大部分はM7C3である(M3C も多少存在する)ことが確認された。また,形状が角形でありその結晶方位が基地の結晶方位に対して整合している析出物が多数存在することが確認された。基地に対して整合な析出物は,転位を通過させにくいので,硬さの向上につながるのである。また,焼結合金の鏡面研磨面をエッチング後に走査電子顕微鏡にて観察した。これにより,析出物の平均粒径を測定した。各実施例につき100個の析出物の平均で,いずれも400nm以下であった。
【0047】
一方,表4中の「相手」の欄に示す値は,上記の条件による試験後のリングの厚さの減少分である。したがって,この欄の各値は,各実施例および比較例の焼結合金が摺動の相手部材を摩耗させる程度,すなわち相手攻撃性の程度を示している。値が小さいほど低相手攻撃性に優れるといえる。各実施例のものでは,摩耗深さは高々0.3μm程度である。これより,各実施例のものは低相手攻撃性に優れているといえる。しかし比較例2,4,6では,値が大きい。これらの比較例で相手攻撃性が大きい原因は,粗大な析出物を含んでいることにあると考えられる。なぜなら,比較例2ではV,比較例4ではCr,比較例6ではC,といった具合に炭化物の成分を過剰に含んでいるからである。実際に比較例2,4,6について,焼き戻し後の焼結合金中の析出物を透過電子顕微鏡にて観察し,電子回折により結晶系を同定した。その結果,析出物の大部分はM7C3で,M3C も多少存在した。また,焼結合金の鏡面研磨面をエッチング後に走査電子顕微鏡にて観察した。これにより,析出物の平均粒径を測定した。各比較例につき100個の析出物の平均で,いずれも400nmを超えていた。
【0048】
比較例1,3,5および7〜10は,自己の摩耗深さが10μmを超えて大きく,耐摩耗性が不十分である。この理由は,焼結合金中のCr,Mo,Cの一部または全部の含有量が不足していることにあると考えられる。そのため,M7C3の炭化物が十分に析出,成長せず,硬度の高い焼結体が得られなかったものと考えられる。実際にこれらの比較例について,焼き戻し後の焼結合金中の析出物を透過電子顕微鏡にて観察し,電子回折により結晶系を同定した。その結果,析出物の個数が,前述の実施例や比較例2,4,6と比較して著しく少なかったのである。
【0049】
上記より,比較例中には,自身の耐摩耗性と,低相手攻撃性との双方に優れたものは存在しないことがわかる。
【0050】
さらに,前述の表2中の実施例8の組成により焼結合金を製造し,これを用いて焼き入れ前の保持温度およびその保持温度での保持時間についての試験を行った。ただしその際の焼結は,次の条件で行った。
・加圧成形(686MPa)
↓
・仮焼結(850℃,30分)
↓
・加圧成形(686MPa)
↓
・焼結(1250℃,30分)
【0051】
そして焼き入れ後の焼き戻しは,次の条件で行った。
・仮焼き戻し(180℃,90分)
↓
・本焼き戻し(250℃,30分)
このうちの本焼き戻しが焼きばめに相当する。
【0052】
【表5】
【0053】
保持温度の試験においては,焼結後の合金を一旦室温まで下げてから,表5の各条件で焼き入れを行った。なお,保持温度での保持時間はいずれも30分とし,焼き入れ方法は油焼き入れとした。これにより,焼結体中における各元素の炭化物としての析出量と,焼き戻し後におけるビッカース硬さ(HV,JIS Z2244に準拠)について,表6に示す結果が得られた。これより,820〜910℃のどの保持温度の場合でも,Cr,Mo,Vの各元素とも,表4中の各実施例と同等レベルの析出量が得られている。また,焼き戻し後におけるビッカース硬さも,どの保持温度の場合でも十分確保されている。
【0054】
【表6】
【0055】
保持時間の試験においては,焼結後の合金を一旦室温まで下げてから,表7の「保持時間」の欄に示す各条件で焼き入れを行った。保持温度はすべて865℃とし,焼き入れ方法はガス焼き入れ(窒素1MPa)とした。なお,「保持時間」中の「プログラム」の欄はプログラム上の保持時間を示している。実ワークには昇温遅れがあるので,実際の保持時間はこれより短い。そこで,測温結果より,実ワークが保持温度に対して±5℃の範囲内に保持された時間を「実時間」の欄に示している。以下,単に保持時間といえば実時間を指すものとする。その結果,各条件での本焼き戻し後におけるビッカース硬さ(HV,JIS Z2244に準拠)は,表7の「硬さHV」の欄に示す値となった。これによれば,保持時間5分では,保持時間25分以上のものと比較して,本焼き戻し後のビッカース硬さがやや低い。保持時間25分以上ではほぼ飽和している。これより,保持時間は25分以上が好ましいことがわかる。
【0056】
【表7】
【0057】
以上詳細に説明したように本実施の形態および実施例によれば,Cr,Mo,V(4a族または5a族金属),Cの組成を所定の範囲内とし,高温焼結後に一旦冷却してから再度加熱して焼き入れを行っている。これにより,マルテンサイト組織のマトリックスに微細なM7C3析出物が分散した状態の鉄基焼結合金を得ている。このようにすると,焼結過程が固相焼結となるので,形状精度や面粗度に優れる。また,炭化物の析出硬化により,焼き戻し後においても十分な硬さ,強度が得られ,耐摩耗性にも優れる。また,析出物が粗大でないため,摺動相手に対する攻撃性も低い。かくして,カムピースのような,焼きばめにより他の部材(シャフト)と一体化されるとともに,使用時には他の部材(カムフォロワ)との摺動状況にある部材を,ネットシェイプ成形できる鉄基焼結合金およびその製造方法が実現される。これにより,工程を仕上げ研削レスとすることができる。よって,カムピースについてのプロフィールの自由度がより拡大する。
【0058】
なお,本実施の形態および実施例は単なる例示にすぎず,本発明を何ら限定するものではない。したがって本発明は当然に,その要旨を逸脱しない範囲内で種々の改良,変形が可能である。例えば,適用対象たる部材としては,カムピースに限らず,耐摩耗性等が要求されるあらゆる部材に適用可能である。ここにおいて,耐摩耗性は要求されるが強度や面圧疲れ強さには余裕がある用途であれば,焼結温度は1120℃程度でもよい。さらに,焼き戻し軟化抵抗が高いことから,面圧疲れ強さが高いため,歯車等で,特に耐ピッチング性が要求される用途にも適する。
【0059】
【発明の効果】
以上の説明から明らかなように本発明によれば,形状精度および耐摩耗性,低相手攻撃性に優れるとともに,焼き戻し後において十分な硬さを有する鉄基焼結合金およびその製造方法が提供されている。これにより,カムピース等の部材のネットシェイプ化の要求に応えている。
【図面の簡単な説明】
【図1】実施の形態におけるカムシャフトの製造工程の熱履歴の概略を示すグラフである。
【図2】焼結後直ちに急冷する場合の熱履歴を示すグラフである。
【図3】焼結後の冷却の途中で焼き入れ温度に保持し,その後急冷する場合の熱履歴を示すグラフである。
【図4】焼き戻し温度と硬さとの関係を示すグラフである。
【図5】耐摩耗性および相手攻撃性の試験方法を説明する図である。
Claims (7)
- マルテンサイトからなるマトリックスにCr7C3炭化物,Mo7C3炭化物,およびM7C3炭化物(Mは4a族または5a族金属から選ばれる1種または2種以上)を含む鉄基焼結合金において,
Cr:1〜3.5mass%,
Mo:0.2〜0.9mass%,
4a族または5a族金属:Vの場合に0.1〜0.5mass%,
V以外の元素の場合には,その元素の組成(mass%)を
,その元素の原子量で除し,Vの原子量を乗じて換算した値
が0.1〜0.5mass%,
2以上の元素を含む場合には,各元素の上記による換算値(
Vはそのまま)の合計が0.1〜0.5mass%,
C:0.7〜1.1mass%,
Mn:0.7mass%以下,
残部Feおよび不可避的不純物
からなる組成であり,
前記炭化物中のCr,Mo,4a族または5a族金属が鉄基焼結合金全体に対して占める比が,
Cr:0.6〜0.9mass%,
Mo:0.05〜0.3mass%,
4a族または5a族金属:Vの場合に0.1〜0.4mass%,
V以外の元素の場合には,その元素の組成(mass%)を
,その元素の原子量で除し,Vの原子量を乗じて換算した値
が0.1〜0.4mass%,
2以上の元素を含む場合には,各元素の上記による換算値(
Vはそのまま)の合計が0.1〜0.4mass%
の範囲内にあることを特徴とする鉄基焼結合金。 - 請求項1に記載する鉄基焼結合金において,
前記炭化物の平均粒径が400nm以下であることを特徴とする鉄基焼結合金。 - 請求項1または請求項2に記載する鉄基焼結合金において,
酸素含有量が0.2mass%未満であることを特徴とする鉄基焼結合金。 - Cr:1〜3.5mass%,
Mo:0.2〜0.9mass%,
4a族または5a族金属:Vの場合に0.1〜0.5mass%,
V以外の元素の場合には,その元素の組成(mass%)を
,その元素の原子量で除し,Vの原子量を乗じて換算した値
が0.1〜0.5mass%,
2以上の元素を含む場合には,各元素の上記による換算値(
Vはそのまま)の合計が0.1〜0.5mass%,
Mn:0.7mass%以下,
残部Feおよび不可避的不純物
からなる組成の合金粉末と,炭素粉末とを,前記合金粉末に対する炭素粉末の比率が0.8〜1.1mass%の範囲内となるように混合し,
その混合物を成形し,
その成形体を焼結し,
その焼結体の温度が150℃以下まで下がってから800℃以上の温度まで加熱して焼き入れすることを特徴とする鉄基焼結合金の製造方法。 - 請求項4に記載する鉄基焼結合金の製造方法において,
焼結時の保持温度が1200℃以上であることを特徴とする鉄基焼結合金の製造方法。 - 請求項4または請求項5に記載する鉄基焼結合金の製造方法において,
焼き入れ前の保持温度が820〜910℃の範囲内であることを特徴とする鉄基焼結合金の製造方法。 - 請求項6に記載する鉄基焼結合金の製造方法において,
焼き入れ前の保持温度での保持時間が25分以上であることを特徴とする鉄基焼結合金の製造方法。
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