JPH0696188B2 - 繊維強化金属複合材料 - Google Patents
繊維強化金属複合材料Info
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Description
【発明の詳細な説明】 ［産業上の利用分野］ 本発明は、耐摩耗性、耐熱性などを確保しつつ熱膨脹率
を低くした繊維強化金属複合材料に関する。本発明は、
例えば、コンプレッサなどに用いられるベーン、更には
コンプレッサのロータ、スワッシュプレート、エンジン
のピストン、エンジンやコンプレッサなどのライナーな
どに利用することができる。
を低くした繊維強化金属複合材料に関する。本発明は、
例えば、コンプレッサなどに用いられるベーン、更には
コンプレッサのロータ、スワッシュプレート、エンジン
のピストン、エンジンやコンプレッサなどのライナーな
どに利用することができる。
［従来の技術］ 従来より、軽量性の他に耐摩耗性、耐熱性、低熱膨脹率
が要請される部材には、初晶シリコンを含む過共晶のア
ルミニウム−シリコン系合金が用いられている。しかし
ながらこの過共晶のアルミニウム−シリコン系合金は、
熱膨脹率が小さいとはいえ、その熱膨脹率は18×10-6/
℃程度であった。そのため低熱膨脹性を特に要請される
ベーンなどの部材として用いるには必ずしも十分ではな
かった。そこで、近時、耐摩耗性があり熱膨脹の小さな
繊維強化金属複合材料、即ち耐摩耗性、耐熱性、耐焼付
性に優れた、アルミナ−シリカ系繊維でJIS−AC8A（Al
−12％Si−１％Cu−２％Ni）アルミニウム合金を強化
し、繊維により熱膨脹を抑えた複合材料（特開昭58−93
837号公報に係る複合材料）でベーンなどを作製するこ
とも考えられている。更には産業界では耐摩耗性、耐熱
性といった摺動特性に優れ、熱膨脹率のより小さな複合
材料の開発が進められている。
が要請される部材には、初晶シリコンを含む過共晶のア
ルミニウム−シリコン系合金が用いられている。しかし
ながらこの過共晶のアルミニウム−シリコン系合金は、
熱膨脹率が小さいとはいえ、その熱膨脹率は18×10-6/
℃程度であった。そのため低熱膨脹性を特に要請される
ベーンなどの部材として用いるには必ずしも十分ではな
かった。そこで、近時、耐摩耗性があり熱膨脹の小さな
繊維強化金属複合材料、即ち耐摩耗性、耐熱性、耐焼付
性に優れた、アルミナ−シリカ系繊維でJIS−AC8A（Al
−12％Si−１％Cu−２％Ni）アルミニウム合金を強化
し、繊維により熱膨脹を抑えた複合材料（特開昭58−93
837号公報に係る複合材料）でベーンなどを作製するこ
とも考えられている。更には産業界では耐摩耗性、耐熱
性といった摺動特性に優れ、熱膨脹率のより小さな複合
材料の開発が進められている。
［発明が解決しようとする問題点］ 本発明は上記した実情に鑑み成されたものであり、耐摩
耗性、耐熱性、耐焼付性に優れるといった特開昭58−93
837号公報に係る繊維強化金属複合材料の長所を残しつ
つ、熱膨脹率を更に低下させ得る繊維強化金属複合材料
を提供するにある。
耗性、耐熱性、耐焼付性に優れるといった特開昭58−93
837号公報に係る繊維強化金属複合材料の長所を残しつ
つ、熱膨脹率を更に低下させ得る繊維強化金属複合材料
を提供するにある。
［問題点を解決するための手段］ 本発明の発明者は鋭意研究の結果、耐摩耗性、耐熱性、
耐焼付性に優れるアルミナ繊維、アルミナ−シリカ繊維
を用い、これらの繊維と、硬質粒子である初晶シリコン
に富む過共晶のアルミニウム−シリコン系合金との組合
わせからなる複合材料とすると共に、熱膨脹率を制御す
る方向に平行な面において上記繊維を面内配向率65％以
上で配向させれば、熱膨脹率を一層小さくし得ることを
見い出した。本発明はこの知見に基いてなされたもので
ある。
耐焼付性に優れるアルミナ繊維、アルミナ−シリカ繊維
を用い、これらの繊維と、硬質粒子である初晶シリコン
に富む過共晶のアルミニウム−シリコン系合金との組合
わせからなる複合材料とすると共に、熱膨脹率を制御す
る方向に平行な面において上記繊維を面内配向率65％以
上で配向させれば、熱膨脹率を一層小さくし得ることを
見い出した。本発明はこの知見に基いてなされたもので
ある。
即ち本発明の繊維強化金属複合材料は、マトリックスが
金属で、マトリックス中に補強繊維が埋設された繊維強
化金属複合材料において、捕強繊維は、平均直径10μ以
下のアルミナ繊維、アルミナ−シリカ系繊維の少なくと
も１種から形成され、マトリックスは、初晶シリコンが
分散した過共晶のアルミニウム−シリコン系合金であ
り、 面内配向率＝〔｛面を横切る（長径／短径）の比が３以
上の補強繊維数｝／｛面を横切る捕強繊維数｝〕×100
％としたとき、 補強繊維は、熱膨脹率を抑制する方向に平行な面で２次
元ランダムの状態に配向されており、熱膨脹率を抑制す
る方向に平行な前記面における面内配向率は65％以上で
あることを特徴とするものである。
金属で、マトリックス中に補強繊維が埋設された繊維強
化金属複合材料において、捕強繊維は、平均直径10μ以
下のアルミナ繊維、アルミナ−シリカ系繊維の少なくと
も１種から形成され、マトリックスは、初晶シリコンが
分散した過共晶のアルミニウム−シリコン系合金であ
り、 面内配向率＝〔｛面を横切る（長径／短径）の比が３以
上の補強繊維数｝／｛面を横切る捕強繊維数｝〕×100
％としたとき、 補強繊維は、熱膨脹率を抑制する方向に平行な面で２次
元ランダムの状態に配向されており、熱膨脹率を抑制す
る方向に平行な前記面における面内配向率は65％以上で
あることを特徴とするものである。
補強繊維は、平均直径10μ以下のアルミナ繊維、アルミ
ナ−シリカ繊維の少なくとも１種を用いる。アルミナ繊
維、アルミナ−シリカ系繊維は従来より提供されている
ものを用いることができる。アルミナ−シリカ系繊維
は、40wt％以上のアルミナ含有量であることが好まし
い。その主たる理由は40wt％以上であると、補強繊維の
耐熱温度が低くなり、複合化の際に補強繊維とアルミニ
ウムとが反応して該補強繊維が劣化することがあるから
である。ここでアルミナ繊維、アルミナ−シリカ系繊維
を用いる主な理由は、これらの繊維は耐摩耗性、耐熱
性、耐焼付性といった摺動特性に優れており、かつアル
ミニウム合金の溶湯との反応劣化が少ないからである。
アルミナ繊維、アルミナ−シリカ系繊維の平均直径を10
μ以下とした主な理由は、10μＣをこえると、部材に必
要な面精度が容易には得られず、よって摺動特性が悪化
しまた被削性も悪化するからである。アルミナ繊維、ア
ルミナ−シリカ系繊維は短繊維が好ましい。ここで短繊
維とは一般に繊維長さが0.1〜数十ミリメートルの繊維
を意味する。
ナ−シリカ繊維の少なくとも１種を用いる。アルミナ繊
維、アルミナ−シリカ系繊維は従来より提供されている
ものを用いることができる。アルミナ−シリカ系繊維
は、40wt％以上のアルミナ含有量であることが好まし
い。その主たる理由は40wt％以上であると、補強繊維の
耐熱温度が低くなり、複合化の際に補強繊維とアルミニ
ウムとが反応して該補強繊維が劣化することがあるから
である。ここでアルミナ繊維、アルミナ−シリカ系繊維
を用いる主な理由は、これらの繊維は耐摩耗性、耐熱
性、耐焼付性といった摺動特性に優れており、かつアル
ミニウム合金の溶湯との反応劣化が少ないからである。
アルミナ繊維、アルミナ−シリカ系繊維の平均直径を10
μ以下とした主な理由は、10μＣをこえると、部材に必
要な面精度が容易には得られず、よって摺動特性が悪化
しまた被削性も悪化するからである。アルミナ繊維、ア
ルミナ−シリカ系繊維は短繊維が好ましい。ここで短繊
維とは一般に繊維長さが0.1〜数十ミリメートルの繊維
を意味する。
なおアルミナ−シリカ系繊維中には種々の大きさの非繊
維粒子（ショット）が含まれることがあるが、この非繊
維粒子（ショット）がアルミナ−シリカ系繊維で占る割
合は、重量％で17％以下が好ましい。この非繊維粒子は
Hv500以上とかなり硬めであるからである。特に直径150
μ以上の非繊維粒子は７％以下が好ましい。
維粒子（ショット）が含まれることがあるが、この非繊
維粒子（ショット）がアルミナ−シリカ系繊維で占る割
合は、重量％で17％以下が好ましい。この非繊維粒子は
Hv500以上とかなり硬めであるからである。特に直径150
μ以上の非繊維粒子は７％以下が好ましい。
補強繊維の体積率は５〜15％であることが好ましい。そ
の主たる理由は５％未満であると補強繊維が少なすぎて
熱膨脹抑制効果が少なく、また15％を越えると繊維集合
体中の繊維が粒子に近い形状となり、熱膨脹抑制効果が
飽和され、又被削性が著しく悪化するからである。ここ
で体積率とは、繊維強化金属複合材料全体を100体積％
としたときに、補強繊維が占る割合を意味する。
の主たる理由は５％未満であると補強繊維が少なすぎて
熱膨脹抑制効果が少なく、また15％を越えると繊維集合
体中の繊維が粒子に近い形状となり、熱膨脹抑制効果が
飽和され、又被削性が著しく悪化するからである。ここ
で体積率とは、繊維強化金属複合材料全体を100体積％
としたときに、補強繊維が占る割合を意味する。
補強繊維は、熱膨脹率を抑制する方向に平行な面で２次
元ランダムの状態に配設されている。また、その面にお
ける面内配向率は高い方が好ましく、65％以上である。
65％以上とした主な理由は、65％未満であると熱膨脹を
抑制する効果が充分に発揮できないからである。ここで
面内配向率とは、熱膨脹を抑制する方向に平行な面にそ
って補強繊維が配向されている度合を示すものであっ
て、補強繊維にて強化された部分における任意の面を横
切る補強繊維の楕円断面の短径に対する長径の比が３以
上である繊維の数を、その面を横切る繊維の総数にて除
算し、その値を100倍したものである。即ち、面 である。
元ランダムの状態に配設されている。また、その面にお
ける面内配向率は高い方が好ましく、65％以上である。
65％以上とした主な理由は、65％未満であると熱膨脹を
抑制する効果が充分に発揮できないからである。ここで
面内配向率とは、熱膨脹を抑制する方向に平行な面にそ
って補強繊維が配向されている度合を示すものであっ
て、補強繊維にて強化された部分における任意の面を横
切る補強繊維の楕円断面の短径に対する長径の比が３以
上である繊維の数を、その面を横切る繊維の総数にて除
算し、その値を100倍したものである。即ち、面 である。
なおアルミナ繊維、アルミナ−シリカ系繊維を２次元ラ
ンダムに配向するにあたっては、従来と同様な方法を用
いることができる。例えば該繊維を水やアルコールなど
の液体に分散させて、その液体を真空成形法で減圧して
吸引することにより形成することができる。又、型内に
収納した繊維をパンチで押圧することにより一方向から
加圧する加圧法を用いることができる。
ンダムに配向するにあたっては、従来と同様な方法を用
いることができる。例えば該繊維を水やアルコールなど
の液体に分散させて、その液体を真空成形法で減圧して
吸引することにより形成することができる。又、型内に
収納した繊維をパンチで押圧することにより一方向から
加圧する加圧法を用いることができる。
マトリックスは過共晶のアルミニウム−シリコン系合金
であり、硬質粒子である初晶シリコンに富む。過共晶の
アルミニウム−シリコン系合金としたのは、初晶シリコ
ンの量を増すためである。なお、アルミニウム−シリコ
ン系平衡状態図では、共晶組成は11.6％Siのなっている
が、シリコンは過冷の傾向が強いため、実際の共晶点は
シリコン側に移動し、約14％Si程度である。従って本発
明で用いるアルミニウム−シリコン系合金は一般に重量
％でシリコンを15〜30％程度含有するものを用いること
が好ましい。例えばシリコンを17％含むA390合金を用い
ることができる。ここでA390合金の組成はAl−16〜18％
Siである。更にはA390合金よりもマグネシウムを多くす
ることも好ましい。例えばマトリックス中のマグネシウ
ムの量を重量％で0.5〜0.8％とすることができる。マグ
ネシウムを多くする主な理由は、アルミナ−シリカ系繊
維、アルミナ繊維とマグネシウムとは反応しやすく、マ
トリックス中のマグネシウム量を減少させてしまうこと
があり、そのためマグネシウム量を予め補うためであ
る。
であり、硬質粒子である初晶シリコンに富む。過共晶の
アルミニウム−シリコン系合金としたのは、初晶シリコ
ンの量を増すためである。なお、アルミニウム−シリコ
ン系平衡状態図では、共晶組成は11.6％Siのなっている
が、シリコンは過冷の傾向が強いため、実際の共晶点は
シリコン側に移動し、約14％Si程度である。従って本発
明で用いるアルミニウム−シリコン系合金は一般に重量
％でシリコンを15〜30％程度含有するものを用いること
が好ましい。例えばシリコンを17％含むA390合金を用い
ることができる。ここでA390合金の組成はAl−16〜18％
Siである。更にはA390合金よりもマグネシウムを多くす
ることも好ましい。例えばマトリックス中のマグネシウ
ムの量を重量％で0.5〜0.8％とすることができる。マグ
ネシウムを多くする主な理由は、アルミナ−シリカ系繊
維、アルミナ繊維とマグネシウムとは反応しやすく、マ
トリックス中のマグネシウム量を減少させてしまうこと
があり、そのためマグネシウム量を予め補うためであ
る。
硬質粒子である初晶シリコンの粒径は、平均粒径で50μ
以下であることが好ましく、より好ましくは40μ以下が
よい。初晶シリコンの最大粒径は80μ以下が好ましい。
初晶シリコンの粒径を前記の値にするのは、初晶シリコ
ンの粒径が大きいとこれにクラックが入りやすいからで
ある。初晶シリコンにクラックが入ると、初晶シリコン
が割れやすく、割れた初晶シリコンが摺動面に噛み込み
摺動に悪影響を与える。初晶シリコンの粒径が大きい
と、大粒径の初晶シリコンで補強繊維が囲まれやすく、
そのため初晶シリコンと補強繊維との剛性差や熱膨脹差
等によりクラックが生じやすい。故に初晶シリコンにク
ラックが発生することを抑えるには、該初晶シリコンの
粒径をできるだけ小さくすることが好ましい。
以下であることが好ましく、より好ましくは40μ以下が
よい。初晶シリコンの最大粒径は80μ以下が好ましい。
初晶シリコンの粒径を前記の値にするのは、初晶シリコ
ンの粒径が大きいとこれにクラックが入りやすいからで
ある。初晶シリコンにクラックが入ると、初晶シリコン
が割れやすく、割れた初晶シリコンが摺動面に噛み込み
摺動に悪影響を与える。初晶シリコンの粒径が大きい
と、大粒径の初晶シリコンで補強繊維が囲まれやすく、
そのため初晶シリコンと補強繊維との剛性差や熱膨脹差
等によりクラックが生じやすい。故に初晶シリコンにク
ラックが発生することを抑えるには、該初晶シリコンの
粒径をできるだけ小さくすることが好ましい。
このように初晶シリコンの粒径を小さくするにあたって
は、マトリックスとなるアルミニウム−シリコン系合金
の溶湯を、補強繊維を所定の形状に成形した繊維集合体
に含浸接触させる製造方法を採ることが好ましい。溶湯
が繊維に接触して冷却されるため、初晶シリコンの粗大
化を抑制することができるからである。上記したように
溶湯を繊維間に含浸させる方法としては従来より用いら
れている溶湯鍛造法、高圧鋳造法、溶湯浸透法などを採
ることができる。この場合初晶シリコンの粒径は、一般
に溶湯の冷却速度によって影響を受けるので、溶湯の温
度、補強繊維の予熱温度、溶湯加圧力などによって調整
することができる。例えば、補強繊維の予熱温度を400
℃とした場合には、初晶シリコンの平均粒径は24μ程度
とすることができる。
は、マトリックスとなるアルミニウム−シリコン系合金
の溶湯を、補強繊維を所定の形状に成形した繊維集合体
に含浸接触させる製造方法を採ることが好ましい。溶湯
が繊維に接触して冷却されるため、初晶シリコンの粗大
化を抑制することができるからである。上記したように
溶湯を繊維間に含浸させる方法としては従来より用いら
れている溶湯鍛造法、高圧鋳造法、溶湯浸透法などを採
ることができる。この場合初晶シリコンの粒径は、一般
に溶湯の冷却速度によって影響を受けるので、溶湯の温
度、補強繊維の予熱温度、溶湯加圧力などによって調整
することができる。例えば、補強繊維の予熱温度を400
℃とした場合には、初晶シリコンの平均粒径は24μ程度
とすることができる。
なお溶湯鍛造法や高圧鋳造法を用いる場合においては、
溶湯が１平方センチメートル当り200〜1000kgの圧力に
て加圧されて繊維間に浸透せしめられるので、繊維集合
体は、溶湯により受ける圧縮力に耐え得る強度を有して
いることが好ましい。故に繊維集合体は、圧縮強度が１
平方センチメートル当り2.0kg以上、より好ましくは１
平方センチメートル当り0.5kg以上であることが好まし
い。このように繊維集合体の圧縮強度度を向上させるに
あたっては、高温の溶湯に触れてもその結合力を失うこ
との少ない無機質バインダによって補強繊維を結合する
ことが好ましい。この無機質バインダとしては乾燥によ
り固化するコロイダルシリカ、コロイダルアルミナ、水
ガラス、セメント、燐酸アルミナ溶液などを用いること
ができる。これらを用いる場合には無機質バインダ中に
補強繊維を分散させその混合液を攪拌し、その混合液中
の補強繊維から真空成形法などによって繊維の集合体を
形成し、更にそれを乾燥または焼成することにより繊維
集合体を形成する。
溶湯が１平方センチメートル当り200〜1000kgの圧力に
て加圧されて繊維間に浸透せしめられるので、繊維集合
体は、溶湯により受ける圧縮力に耐え得る強度を有して
いることが好ましい。故に繊維集合体は、圧縮強度が１
平方センチメートル当り2.0kg以上、より好ましくは１
平方センチメートル当り0.5kg以上であることが好まし
い。このように繊維集合体の圧縮強度度を向上させるに
あたっては、高温の溶湯に触れてもその結合力を失うこ
との少ない無機質バインダによって補強繊維を結合する
ことが好ましい。この無機質バインダとしては乾燥によ
り固化するコロイダルシリカ、コロイダルアルミナ、水
ガラス、セメント、燐酸アルミナ溶液などを用いること
ができる。これらを用いる場合には無機質バインダ中に
補強繊維を分散させその混合液を攪拌し、その混合液中
の補強繊維から真空成形法などによって繊維の集合体を
形成し、更にそれを乾燥または焼成することにより繊維
集合体を形成する。
［発明の効果］ 本発明の繊維強化金属複合材料によれば、耐摩耗性、耐
熱性、耐焼付性に優れるといった特開昭58−93837号公
報に係る繊維強化金属複合材料の長所を残しつつ、従来
のアルミニウム合金、初晶シリコンが含まれていない特
開昭58−93837号公報の複合材料に比べて熱膨脹率を低
くすることができる。
熱性、耐焼付性に優れるといった特開昭58−93837号公
報に係る繊維強化金属複合材料の長所を残しつつ、従来
のアルミニウム合金、初晶シリコンが含まれていない特
開昭58−93837号公報の複合材料に比べて熱膨脹率を低
くすることができる。
［試験例］ （１）補強繊維の径の大小差による摩耗量変化を見るた
めに以下の試験を行なった。即ちアルミナ繊維を長さ1.
5〜３ミリメートルにチョップし、これを無機バインダ
たるコロイダルシリカ中に分散させ、吸引成形法により
かさ密度0.2g/cc繊維集合体を形成した。ここで用いた
アルミナ繊維の直径は３μ、12μ、20μの３種類とし
た。従って補強繊維の直径が３μの繊維集合体、補強繊
維の12μの繊維集合体、補強繊維の直径が20μの繊維集
合体の３種類を形成した。そして溶湯鍛造法により各繊
維集合体に溶湯を浸透接触させ、これにより繊維強化金
属複合材料粗材を形成した。なお溶湯の組成は、アルミ
ニウム−17％シリコン−４％銅−0.8％マグネシウムと
し溶湯温度は790℃繊維集合体の予熱温度は600℃、加圧
力は１平方センチメートル当り1000kgとし、凝固までこ
れを保持した。このように形成した繊維強化金属複合材
料の初晶シリコンの平均粒径は32〜40μ程度であった。
前記したように形成した繊維強化金属複合材料から、6.
35×10.16×15.7ミリメートルの試験片を形成して、こ
の試験片についてLFW−１摩擦摩耗試験を行なった。こ
の摩擦摩耗試験の試験条件は次のようにして行なった。
即ち相手部材は軸受鋼SUJ−２から作製されており、荷
重は60kg、試験時間は１時間、回転速度は160rpmであっ
て、潤滑油はキャスルモータオイル5w−30であり、この
潤滑油を供給しつつ試験を行なった。試験結果を第１図
に示す。第１図から明らかなようにアルミナ繊維の直径
が10μを越える場合には試験片自身の摩耗はもとより、
相手材の摩耗が大きく増加する。このことから摩耗量を
少なくするためには繊維の直径は10μ以下が望ましいこ
とがわかる。
めに以下の試験を行なった。即ちアルミナ繊維を長さ1.
5〜３ミリメートルにチョップし、これを無機バインダ
たるコロイダルシリカ中に分散させ、吸引成形法により
かさ密度0.2g/cc繊維集合体を形成した。ここで用いた
アルミナ繊維の直径は３μ、12μ、20μの３種類とし
た。従って補強繊維の直径が３μの繊維集合体、補強繊
維の12μの繊維集合体、補強繊維の直径が20μの繊維集
合体の３種類を形成した。そして溶湯鍛造法により各繊
維集合体に溶湯を浸透接触させ、これにより繊維強化金
属複合材料粗材を形成した。なお溶湯の組成は、アルミ
ニウム−17％シリコン−４％銅−0.8％マグネシウムと
し溶湯温度は790℃繊維集合体の予熱温度は600℃、加圧
力は１平方センチメートル当り1000kgとし、凝固までこ
れを保持した。このように形成した繊維強化金属複合材
料の初晶シリコンの平均粒径は32〜40μ程度であった。
前記したように形成した繊維強化金属複合材料から、6.
35×10.16×15.7ミリメートルの試験片を形成して、こ
の試験片についてLFW−１摩擦摩耗試験を行なった。こ
の摩擦摩耗試験の試験条件は次のようにして行なった。
即ち相手部材は軸受鋼SUJ−２から作製されており、荷
重は60kg、試験時間は１時間、回転速度は160rpmであっ
て、潤滑油はキャスルモータオイル5w−30であり、この
潤滑油を供給しつつ試験を行なった。試験結果を第１図
に示す。第１図から明らかなようにアルミナ繊維の直径
が10μを越える場合には試験片自身の摩耗はもとより、
相手材の摩耗が大きく増加する。このことから摩耗量を
少なくするためには繊維の直径は10μ以下が望ましいこ
とがわかる。
（２）次に繊維強化金属複合材料の繊維体積率が熱膨脹
抑制効果に与える影響を調べるために繊維体積率がそれ
ぞれ２、５、７、10、15、20、25％の繊維強化金属複合
材料の試験片を形成した。この場合の繊維集合体は前述
同様の工程にて形成した。なお繊維体積率が小さい場合
には繊維集合体は真空成形法にて形成し、繊維体積率が
大きい場合には繊維集合体は加圧成形法により形成し
た。繊維集合体に含浸させる溶湯の組成はアルミニウム
−17％シリコン−４％銅−0.8％マグネシウムで、溶湯
温度は790℃、繊維集合体の予熱温度は600℃である。そ
してかかる試験片の熱膨脹率を測定した。なお熱膨脹率
は、測定装置としてデュトロニックII型（米国シーター
社製）を用い、SiO2（シリカ）を標準試料として昇温速
度１℃／分にて40℃〜200℃の範囲で測定した。その測
定結果を第２図に示す。第２図から明らかなように繊維
体積率が２％の場合にはほとんど熱膨脹抑制効果はな
い。しかし２％〜15％の間では熱膨脹抑制効果が大き
い。更に繊維体積率が15％を越えると熱膨脹抑制効果が
飽和する。従って繊維体積率は５〜15％程度がよいこと
がわかる。なお前記した試験片の金属溶湯の組成とほぼ
同一の組成をもつアルミニウム−17％シリコン系合金で
は、その熱膨脹率は18×10-6/℃である。これは、第２
図において体積率が０％のときの数値からわかる。一方
AC8Aを繊維強化した特開昭58−93837号公報の繊維強化
金属複合材料では、繊維体積率を変化させた場合の熱膨
脹率は、第２図に２点鎖線で示すようである。従って本
発明の繊維強化金属複合材料の熱膨脹率は、シリコンを
17％含有する前記アルミニウム合金よりも、特開昭58−
93837号公報の前記繊維強化金属複合材料よりも低いこ
とがわかる。これは初晶シリコンと補強繊維との相互作
用によるものと考えられる。
抑制効果に与える影響を調べるために繊維体積率がそれ
ぞれ２、５、７、10、15、20、25％の繊維強化金属複合
材料の試験片を形成した。この場合の繊維集合体は前述
同様の工程にて形成した。なお繊維体積率が小さい場合
には繊維集合体は真空成形法にて形成し、繊維体積率が
大きい場合には繊維集合体は加圧成形法により形成し
た。繊維集合体に含浸させる溶湯の組成はアルミニウム
−17％シリコン−４％銅−0.8％マグネシウムで、溶湯
温度は790℃、繊維集合体の予熱温度は600℃である。そ
してかかる試験片の熱膨脹率を測定した。なお熱膨脹率
は、測定装置としてデュトロニックII型（米国シーター
社製）を用い、SiO2（シリカ）を標準試料として昇温速
度１℃／分にて40℃〜200℃の範囲で測定した。その測
定結果を第２図に示す。第２図から明らかなように繊維
体積率が２％の場合にはほとんど熱膨脹抑制効果はな
い。しかし２％〜15％の間では熱膨脹抑制効果が大き
い。更に繊維体積率が15％を越えると熱膨脹抑制効果が
飽和する。従って繊維体積率は５〜15％程度がよいこと
がわかる。なお前記した試験片の金属溶湯の組成とほぼ
同一の組成をもつアルミニウム−17％シリコン系合金で
は、その熱膨脹率は18×10-6/℃である。これは、第２
図において体積率が０％のときの数値からわかる。一方
AC8Aを繊維強化した特開昭58−93837号公報の繊維強化
金属複合材料では、繊維体積率を変化させた場合の熱膨
脹率は、第２図に２点鎖線で示すようである。従って本
発明の繊維強化金属複合材料の熱膨脹率は、シリコンを
17％含有する前記アルミニウム合金よりも、特開昭58−
93837号公報の前記繊維強化金属複合材料よりも低いこ
とがわかる。これは初晶シリコンと補強繊維との相互作
用によるものと考えられる。
（３）繊維の配向率が熱膨脹抑制にどのような影響を与
えるか調べた。即ち繊維強化金属複合材料中の繊維体積
率を７％に設定し、繊維の長さを変化させることによっ
て面内配向率を種々変化させた。具体的には繊維の長さ
を0.1ミリメートル、0.8メートル、１ミリメートル、1.
5ミリメートルとしこれにより面内配向率を52％、64
％、72％、85％とした試験片を形成した。なお溶湯はAl
−17Si−4Cu−0.5Mgを用い、溶湯鍛造法は前述と同じ条
件で加圧力1000kg/cm2、繊維集合体の予熱温度は600
℃、溶湯の温度は790℃で行なった。そして配向方向の
熱膨脹率を測定した。熱膨脹率の測定は前記した方法と
同じである。その結果を第３図に示す。第３図から明ら
かなように面内配向率が65％を越えると熱膨脹率抑制効
果が急激に大きくなる。従って熱膨脹を抑制するには、
面内配向率を65％以上にすることが好ましいことがわか
る。
えるか調べた。即ち繊維強化金属複合材料中の繊維体積
率を７％に設定し、繊維の長さを変化させることによっ
て面内配向率を種々変化させた。具体的には繊維の長さ
を0.1ミリメートル、0.8メートル、１ミリメートル、1.
5ミリメートルとしこれにより面内配向率を52％、64
％、72％、85％とした試験片を形成した。なお溶湯はAl
−17Si−4Cu−0.5Mgを用い、溶湯鍛造法は前述と同じ条
件で加圧力1000kg/cm2、繊維集合体の予熱温度は600
℃、溶湯の温度は790℃で行なった。そして配向方向の
熱膨脹率を測定した。熱膨脹率の測定は前記した方法と
同じである。その結果を第３図に示す。第３図から明ら
かなように面内配向率が65％を越えると熱膨脹率抑制効
果が急激に大きくなる。従って熱膨脹を抑制するには、
面内配向率を65％以上にすることが好ましいことがわか
る。
（４）続いて初晶シリコンの粒径を変化させた場合につ
き述べる。この場合には過共晶アルミニウム−シリコン
系合金として、アルミニウム−18％シリコン−４％銅−
0.5％マグネシウム合金を用い、溶湯鍛造の際の鋳造条
件例えば補強繊維の予熱温度、溶湯温度といった要因を
変化させることにより溶湯の冷却速度を変え初晶シリコ
ンの粒径を変化させた。この試験片をＡ〜Ｄとする。第
１表にその鋳造条件と初晶シリコンの粒径を示 す。これらの試験片Ａ〜Ｄの顕微鏡組織写真（×100）
を第４図〜第７図に示す。即ち第４図は試験片Ａを、第
５図は試験Ｂを、第６図は試験片Ｃを、第７図は試験片
Ｄをそれぞれ示す。第４図〜第７図に示す顕微鏡組織に
おいて、灰色の大きな粒状部が初晶シリコンであり、黒
色の円形及び長円形の部分が繊維である。これら試験片
Ａ〜Ｄについて、高面圧の摺動試験を行なった。この摺
動試験では、上記試験片Ａ〜Ｄから、6.35×10.16×15.
7ミリメートルのブロックを形成し、軸受鋼（SUJ−２）
からなるリング（外径35ミリメートル）を150kgの荷重
にて該ブロックに押し付け、その状態でリングを160rpm
で１時間回転させることにより摩耗特性を調べた。この
場合潤滑油としてキャスルモータオイル5w−30を供給し
つつ行なった。その摩耗特性の試験結果を第８図に示
す。第８図から明らかなように初晶シリコンの粒径が63
μの試験片Ｄに過大摩耗が発生した。更には試験片Ｄの
相手材にも過大摩耗が発生した。一方、試験片Ａ〜Ｃは
摩耗量は少なかった。従って第８図から明らかなよう
に、摩耗量を少なくするに当っては、初晶シリコンの粒
径を60μ程度以下に抑えることが好ましいことがわか
る。更に摺動試験後の各ブロックについて初晶シリコン
の割れを調べた。この場合初晶シリコンの粒径が80μを
こえるものについては初晶シリコン全部にクラックが生
じていた。また初晶シリコンの粒径が50〜80μのものに
ついては約70％の初晶シリコンにクラックが生じてい
た。初晶シリコンの粒径が大きい場合に該初晶シリコン
にクラックが入りやすい理由は、初晶シリコンで補強繊
維が囲まれやすく、そのため両者の剛性差および熱膨脹
差により初晶シリコンにクラックが生じるためと考えら
れる。
き述べる。この場合には過共晶アルミニウム−シリコン
系合金として、アルミニウム−18％シリコン−４％銅−
0.5％マグネシウム合金を用い、溶湯鍛造の際の鋳造条
件例えば補強繊維の予熱温度、溶湯温度といった要因を
変化させることにより溶湯の冷却速度を変え初晶シリコ
ンの粒径を変化させた。この試験片をＡ〜Ｄとする。第
１表にその鋳造条件と初晶シリコンの粒径を示 す。これらの試験片Ａ〜Ｄの顕微鏡組織写真（×100）
を第４図〜第７図に示す。即ち第４図は試験片Ａを、第
５図は試験Ｂを、第６図は試験片Ｃを、第７図は試験片
Ｄをそれぞれ示す。第４図〜第７図に示す顕微鏡組織に
おいて、灰色の大きな粒状部が初晶シリコンであり、黒
色の円形及び長円形の部分が繊維である。これら試験片
Ａ〜Ｄについて、高面圧の摺動試験を行なった。この摺
動試験では、上記試験片Ａ〜Ｄから、6.35×10.16×15.
7ミリメートルのブロックを形成し、軸受鋼（SUJ−２）
からなるリング（外径35ミリメートル）を150kgの荷重
にて該ブロックに押し付け、その状態でリングを160rpm
で１時間回転させることにより摩耗特性を調べた。この
場合潤滑油としてキャスルモータオイル5w−30を供給し
つつ行なった。その摩耗特性の試験結果を第８図に示
す。第８図から明らかなように初晶シリコンの粒径が63
μの試験片Ｄに過大摩耗が発生した。更には試験片Ｄの
相手材にも過大摩耗が発生した。一方、試験片Ａ〜Ｃは
摩耗量は少なかった。従って第８図から明らかなよう
に、摩耗量を少なくするに当っては、初晶シリコンの粒
径を60μ程度以下に抑えることが好ましいことがわか
る。更に摺動試験後の各ブロックについて初晶シリコン
の割れを調べた。この場合初晶シリコンの粒径が80μを
こえるものについては初晶シリコン全部にクラックが生
じていた。また初晶シリコンの粒径が50〜80μのものに
ついては約70％の初晶シリコンにクラックが生じてい
た。初晶シリコンの粒径が大きい場合に該初晶シリコン
にクラックが入りやすい理由は、初晶シリコンで補強繊
維が囲まれやすく、そのため両者の剛性差および熱膨脹
差により初晶シリコンにクラックが生じるためと考えら
れる。
［実施例１］ 第９図に示す実施例１は、エアコンディショナー用回転
式コンプレッサのベーンに本発明の繊維強化金属複合材
料を適用した場合である。
式コンプレッサのベーンに本発明の繊維強化金属複合材
料を適用した場合である。
本例では平均直径３μ、長さ1.0〜2.5mmのアルミナ−リ
カ系繊維（商品名カオウール、イソライトバブコック耐
火株式会社製）よりその非繊維粒子を取り除き、該アル
ミナ−シリカ系繊維と無機バインダとしての水溶性シリ
カゾルとを混合した。その後真空成形法により40×70×
10ミリメートルの板状の繊維集合体を成形した。この繊
維集合体のかさ密度は0.18g/ccで、繊維体積率は７％で
ある。この繊維集合体の繊維配向は、熱膨脹を抑制する
方向に平行な面、即ち、40×70ミリメートルの面内にお
いて２次元ランダムであり、その面内配向率は85％であ
る。次にこの繊維集合体を電気炉中で600℃に予備加熱
し、第10図に示す主型100と上型101とで構成される成形
型102のキャビティ102aの中に該繊維集合体103を収納
し、素早く過共晶のアルミニウム−シリコン系合金の金
属溶湯104を注入した。この金属溶湯の組成は、アルミ
ニウム−17％シリコン−４％銅−0.8％マグネシウムで
あり、その溶湯温度は790℃であった。そして成形型102
の上型101により１平方センチメートル当り1000kgの圧
力を加え凝固までその圧力を保持した。この溶湯は通常
用いられるA390合金よりもマグネシウム量が多い。その
主たる理由は、アルミナ−シリカ系繊維とマグネシウム
とは反応しやすく、そのため後工程の熱処理の段階でマ
トリックス中に含まれるマグネシウムが減少するからこ
れを補うためである。前記したように製造した繊維強化
金属複合材料を熱処理しその後所定の形状に機械加工し
て第９図に示すようなベーン3a、3bとした。なお熱処理
はT6処理とした。ベーン3a、3bの熱脹率は16×10-6/℃
であり、従来より用いられているA390合金の熱膨脹率
（18×10-6/℃）よりも低い。
カ系繊維（商品名カオウール、イソライトバブコック耐
火株式会社製）よりその非繊維粒子を取り除き、該アル
ミナ−シリカ系繊維と無機バインダとしての水溶性シリ
カゾルとを混合した。その後真空成形法により40×70×
10ミリメートルの板状の繊維集合体を成形した。この繊
維集合体のかさ密度は0.18g/ccで、繊維体積率は７％で
ある。この繊維集合体の繊維配向は、熱膨脹を抑制する
方向に平行な面、即ち、40×70ミリメートルの面内にお
いて２次元ランダムであり、その面内配向率は85％であ
る。次にこの繊維集合体を電気炉中で600℃に予備加熱
し、第10図に示す主型100と上型101とで構成される成形
型102のキャビティ102aの中に該繊維集合体103を収納
し、素早く過共晶のアルミニウム−シリコン系合金の金
属溶湯104を注入した。この金属溶湯の組成は、アルミ
ニウム−17％シリコン−４％銅−0.8％マグネシウムで
あり、その溶湯温度は790℃であった。そして成形型102
の上型101により１平方センチメートル当り1000kgの圧
力を加え凝固までその圧力を保持した。この溶湯は通常
用いられるA390合金よりもマグネシウム量が多い。その
主たる理由は、アルミナ−シリカ系繊維とマグネシウム
とは反応しやすく、そのため後工程の熱処理の段階でマ
トリックス中に含まれるマグネシウムが減少するからこ
れを補うためである。前記したように製造した繊維強化
金属複合材料を熱処理しその後所定の形状に機械加工し
て第９図に示すようなベーン3a、3bとした。なお熱処理
はT6処理とした。ベーン3a、3bの熱脹率は16×10-6/℃
であり、従来より用いられているA390合金の熱膨脹率
（18×10-6/℃）よりも低い。
なお第９図に示す本例のコンプレッサについて更に説明
を加える。このコンプレッサは、スルーベーン型冷媒コ
ンプレッサで、円形の鋳鉄製本体１内には円形の鋳鉄製
ロータ２が回転可能に設置される。本体１とロータ２と
の間には断面積が連続的に変化する圧縮室３が形成さ
れ、該圧縮室３の容積が増加する部分に対応する本体１
の部分には、図示しないエバポレータ側より冷媒を吸入
する吸入孔11が開口している。また圧縮室３の容積が最
も減少した部分に対応する本体１の部分には、冷媒を吐
出する吐出孔12が形成されている。ロータ２には案内溝
21、22が直径方向に貫通しかつ互いに直交するように形
成され、該案内溝21、22のそれぞれにはベーン3a、3bが
摺動自在に挿入されている。従ってライナー部13は、こ
のベーン3a、3bの両端が常に摺動できるよう特殊なプロ
フィールとなっている。またベーン3a、3bは圧縮室３の
両側壁をなすライナーサイド部14の隙間とほぼ同じ幅に
形成されている。ここで該コンプレッサが作動するとベ
ーン3a、3bとライナー部13との摺動摩擦及び気体の断熱
圧縮などによって該ベーン3a、3bは発熱する。このとき
本施例ではベーン3a、3bは上記したような繊維強化金属
複合材料で形成されているので、熱膨脹率を16×10-6/
℃と小さくすることができる。故にベーン3a、3bとライ
ナー部13およびライナーサイド部14とのクリアランス
を、従来のベンに比べて小さくすることができ、従って
設計寸法でのクリアランスを従来より詰めることができ
る。本例のベーンを用いた場合にはコンプレッサの体積
効率が81〜83％程度となり、従来の体積効率79〜81％に
比べて３％程度改善することができた。
を加える。このコンプレッサは、スルーベーン型冷媒コ
ンプレッサで、円形の鋳鉄製本体１内には円形の鋳鉄製
ロータ２が回転可能に設置される。本体１とロータ２と
の間には断面積が連続的に変化する圧縮室３が形成さ
れ、該圧縮室３の容積が増加する部分に対応する本体１
の部分には、図示しないエバポレータ側より冷媒を吸入
する吸入孔11が開口している。また圧縮室３の容積が最
も減少した部分に対応する本体１の部分には、冷媒を吐
出する吐出孔12が形成されている。ロータ２には案内溝
21、22が直径方向に貫通しかつ互いに直交するように形
成され、該案内溝21、22のそれぞれにはベーン3a、3bが
摺動自在に挿入されている。従ってライナー部13は、こ
のベーン3a、3bの両端が常に摺動できるよう特殊なプロ
フィールとなっている。またベーン3a、3bは圧縮室３の
両側壁をなすライナーサイド部14の隙間とほぼ同じ幅に
形成されている。ここで該コンプレッサが作動するとベ
ーン3a、3bとライナー部13との摺動摩擦及び気体の断熱
圧縮などによって該ベーン3a、3bは発熱する。このとき
本施例ではベーン3a、3bは上記したような繊維強化金属
複合材料で形成されているので、熱膨脹率を16×10-6/
℃と小さくすることができる。故にベーン3a、3bとライ
ナー部13およびライナーサイド部14とのクリアランス
を、従来のベンに比べて小さくすることができ、従って
設計寸法でのクリアランスを従来より詰めることができ
る。本例のベーンを用いた場合にはコンプレッサの体積
効率が81〜83％程度となり、従来の体積効率79〜81％に
比べて３％程度改善することができた。
また上記したように形成したベーン3a、3bを組込んだコ
ンプレッサについて耐久試験を行なった。この耐久試験
は、連続耐久試験、液圧縮試験、ガス不足試験を行なっ
た。ここで連続耐久試験は、100時間コンプレッサを連
続的に回転させることにより行なった。また液圧縮試験
は、冷媒を液状にして衝撃的に荷重を加えることにより
行なった。またガス不足試験は、冷媒の量をへらして行
なった。試験結果は上記した試験全て良好であった。
ンプレッサについて耐久試験を行なった。この耐久試験
は、連続耐久試験、液圧縮試験、ガス不足試験を行なっ
た。ここで連続耐久試験は、100時間コンプレッサを連
続的に回転させることにより行なった。また液圧縮試験
は、冷媒を液状にして衝撃的に荷重を加えることにより
行なった。またガス不足試験は、冷媒の量をへらして行
なった。試験結果は上記した試験全て良好であった。
なお第11図に示すように可動翼ベーンコンプレッサのベ
ーンとしても使用できる。即ち第11図に示すコンプレッ
サでは、ロータ20には放射状に有底の溝23、24、25、26
が形成され、それぞれの溝23〜26にベーン3c、3d、3e、
3fが摺動可能に挿通されている。なお各ベーン3c〜3fの
底面と溝23〜26の底面との間には空間41、42、43、44が
形成されこの空間には、作動時に流体通路３の圧縮液体
が導入される様になっており、この圧縮液体による圧力
でベーン3c〜3fの先端をライナー部13に押し付ける。
ーンとしても使用できる。即ち第11図に示すコンプレッ
サでは、ロータ20には放射状に有底の溝23、24、25、26
が形成され、それぞれの溝23〜26にベーン3c、3d、3e、
3fが摺動可能に挿通されている。なお各ベーン3c〜3fの
底面と溝23〜26の底面との間には空間41、42、43、44が
形成されこの空間には、作動時に流体通路３の圧縮液体
が導入される様になっており、この圧縮液体による圧力
でベーン3c〜3fの先端をライナー部13に押し付ける。
［実施例２］ 実施例１の場合と同様に径３μ、長さ1.5ミリメートル
のアルミナ繊維（ICI社製サフィール）を用い、かさ密
度0.5g/cc、繊維体積率14.3％の繊維集合体を形成し、
この繊維集合体に溶湯金属を溶湯鍛造して複合化し、こ
れによりコンプレッサ用ベーン粗材とした。なお金属溶
湯の粗成はアルミニウム−18％シリコン−２％銅−１％
マグネシウム−1.5％ニッケル合金である。そして溶湯
温度は800℃、繊維集合体の予熱温度は600℃とした。前
記したように製造した繊維強化金属複合材料の試験片の
ベーン粗材の熱膨脹率は15.2×10-6/℃であった。そし
て上記したベーン粗材を熱処理後機械加工してベーンと
し、このベーンを実施例１の場合と同様のコンプレッサ
に組込んだ。この場合においてもコンプレッサの体積効
率は５％向上した。また前記したような連続耐久試験、
液圧縮試験、ガス不足試験においても良好な結果が得ら
れた。
のアルミナ繊維（ICI社製サフィール）を用い、かさ密
度0.5g/cc、繊維体積率14.3％の繊維集合体を形成し、
この繊維集合体に溶湯金属を溶湯鍛造して複合化し、こ
れによりコンプレッサ用ベーン粗材とした。なお金属溶
湯の粗成はアルミニウム−18％シリコン−２％銅−１％
マグネシウム−1.5％ニッケル合金である。そして溶湯
温度は800℃、繊維集合体の予熱温度は600℃とした。前
記したように製造した繊維強化金属複合材料の試験片の
ベーン粗材の熱膨脹率は15.2×10-6/℃であった。そし
て上記したベーン粗材を熱処理後機械加工してベーンと
し、このベーンを実施例１の場合と同様のコンプレッサ
に組込んだ。この場合においてもコンプレッサの体積効
率は５％向上した。また前記したような連続耐久試験、
液圧縮試験、ガス不足試験においても良好な結果が得ら
れた。
第１図は補強繊維の径と摩耗量との関係を示すグラフで
ある。第２図は繊維体積率と熱膨脹率との関係を示すグ
ラフである。第３図は面内配向率と熱膨脹率との関係を
示すグラフである。第４図、第５図、第６図、第７図は
それぞれ、初晶シリコンの粒径を変化させた場合の繊維
強化金属複合材料の金属組織の顕微鏡写真（×100）で
ある。第８図は初晶シリコンの粒径と摩耗量との関係を
示すグラフである。第９図はスルーベーン型コンプレッ
サの主要部の断面を示す断面図である。第10図はベーン
を形成する工程を示す概略断面図である。第11図は可動
翼ベーンコンプレッサの主要部の断面図を示す。 図中、１はコンプレッサ本体、3a、3bはベーン、3c、3
d、3e、3fはベーンをそれぞれ示す。
ある。第２図は繊維体積率と熱膨脹率との関係を示すグ
ラフである。第３図は面内配向率と熱膨脹率との関係を
示すグラフである。第４図、第５図、第６図、第７図は
それぞれ、初晶シリコンの粒径を変化させた場合の繊維
強化金属複合材料の金属組織の顕微鏡写真（×100）で
ある。第８図は初晶シリコンの粒径と摩耗量との関係を
示すグラフである。第９図はスルーベーン型コンプレッ
サの主要部の断面を示す断面図である。第10図はベーン
を形成する工程を示す概略断面図である。第11図は可動
翼ベーンコンプレッサの主要部の断面図を示す。 図中、１はコンプレッサ本体、3a、3bはベーン、3c、3
d、3e、3fはベーンをそれぞれ示す。
Claims (3)
- 【請求項１】マトリックスが金属で、該マトリックス中
に補強繊維が埋設された繊維強化金属複合材料におい
て、 該補強繊維は、平均直径10μ以下のアルミナ繊維、アル
ミナ−シリカ系繊維の少なくとも１種から形成され、該
マトリックスは、初晶シリコンが分散した過共晶のアル
ミニウム−シリコン系合金であり、 面内配向率＝〔｛面を横切る（長径／短径）の比が３以
上の補強繊維数｝／（面を横切る補強繊維数｝〕×100
％としたとき、 該補強繊維は、熱膨脹率を抑制する方向に平行な面で２
次元ランダムの状態に配向されており、熱膨脹率を抑制
する方向に平行な前記面における面内配向率は65％以上
であることを特徴とする繊維強化金属複合材料。 - 【請求項２】補強繊維の体積率は、５〜15％である特許
請求の範囲第１項記載の繊維強化金属複合材料。 - 【請求項３】コンプレッサのベーンに用いられる特許請
求の範囲第１項または第２項記載の繊維強化金属複合材
料。
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