WO2005012585A1

WO2005012585A1 - 焼結摺動部材および作業機連結装置

Info

Publication number: WO2005012585A1
Application number: PCT/JP2004/010920
Authority: WO
Inventors: Takemori Takayama; Tetsuo Ohnishi; Kazuo Okamura
Original assignee: Komatsu Ltd.
Priority date: 2003-07-31
Filing date: 2004-07-30
Publication date: 2005-02-10
Also published as: CN101701320A; DE112004001371B4; JPWO2005012585A1; GB2419892B; CN101701320B; CN101701321B; US7998238B2; CN1780927B; CN101704106B; US20060159376A1; JP2012041639A; KR101149424B1; CN101704107A; DE112004001371T5; JP5380512B2; CN101701321A; CN101701322B; GB2419892A; CN101704107B; JP4999328B2

Description

明細書

焼結摺動部材および作業機連結装置

技術分野

[0001] 本発明は、建設機械用作業機連結装置に使用されるスラスト軸受等の複層焼結摺動部材に関し、より詳しくは、摺動面に耐摩耗性、耐焼付き性および耐ヒートクラック性に優れた鉄系焼結摺動材料を備えて裏金に一体化された焼結摺動部材、焼結スラスト軸受、フローティングシールおよびその焼結スラスト軸受に適用してなる作業機連結装置に関するものである。

背景技術

[0002] 従来、作業機連結装置にぉレ、て、大きなスラスト荷重を受けて摺動させるスラスト軸受としては、より高面圧、低速のグリース潤滑下での耐焼付き性と耐摩耗性を考慮して、浸炭や高周波焼入れした鋼製のスラスト軸受が用いられている。また、近年、ィージーメンテナンス化のニーズから、前記スラスト軸受の給脂間隔を延ばすために、例えば建設機械の作業機連結部に使用されるスラスト軸受として、 WCと自溶性合金力なる耐焼付き性と耐摩耗性に優れた超硬溶射コーティングを鋼に施したスラスト軸受を使用することが一部実施されている。

[0003] 一方、建設機械の下転輪ローラアッセンプリに組込まれるフローティングシールは、内部の潤滑油の漏れを防止するとともに内部への土砂の侵入を防止するものであるために、耐食性に優れるとともに、硬質な Cr C型炭化物を 30体積％以上に多量に

7 3

晶出させることによってその焼付き性ゃ耐摩耗性を改善した高硬度な高炭素高 Cr铸鉄で製造されていることが多い。

発明の開示

発明が解決しょうとする課題

[0004] 前記作業機連結装置のスラスト軸受部においては、侵入する土砂による嚙み込みや、例えば油圧ショベルのパケット部に用いられる連結装置においては極めて大きな偏荷重が作用することから、焼付きや摩耗が顕著に起こり易いために、作業前の頻繁な給脂作業が必要となっている。 [0005] また、前述の超硬溶射コーティングを施したスラスト軸受を適用した場合においても

、その溶射コーティング層の耐焼付き性が十分でなぐかつ、硬質なコーティング層が薄いために破損し易ぐその破損片の更なる嚙み込みによって損傷することが問題となっている。

[0006] また、前記スラスト軸受の耐焼付き性と耐摩耗性を向上させる材料として S45Cを用いて、その摺動面に高周波焼入れを施したスラスト軸受がよく利用されている。しかし、このスラスト軸受は耐ヒートクラック性が良くても、耐焼付き性不足によるかじりが発生し易ぐさらに耐摩耗性が十分でなぐまた冷間工具鋼や高速度鋼（SKD, SKH 材料)等の各種工具鋼を適用した場合には、その耐ヒートクラック性が十分でなぐそれを原因とする焼付きが発生し易くなり、かつ、極めて高価な鋼材であるとともに、製品形状に仕上げるまでの材料歩留まりを考慮した時に材料費と機械加工費が高価になるという問題がある。

[0007] 前述の減速装置や転輪装置中の潤滑油を密封するフローティングシールは、その機構において、土砂中の籾摺り（もみすり）運動によって微細な土砂粒子がシール面に侵入しながら摩耗が進行するものであるとともに、密封する潤滑油によってそのシール面が潤滑されているものであるために、極めて潤滑条件が厳しい。高硬度な高炭素高 Cr铸鉄製のフローティングシールでは、それらを組み込む際のセット圧（押し付け力）が高くなるとその摺動面において顕著な焼割れ (ヒートクラック）、焼付き、異常摩耗が発生し、油漏れを引き起こす問題、さらに、フローティングシール周辺部に土砂が詰り、フローティングシールを折損させる問題がある。

[0008] さらに、近年のブルドーザ等の建設機械においては、より高速走行による作業効率の向上が要望され、フローティングシールの高速回転化によっても、前記焼割れ、焼付きや異常摩耗の発生を防止するため、高硬度炭化物を高体積％で分散させる高炭素高合金铸鉄製シールが検討されているが、曲げ強度がより低下するために、折損しないフローティングシールの開発が望まれている。

[0009] またさらに、下転輪ローラアッセンプリ等の長寿命化によるコスト削減が要望されており、現状のフローティングシール用錡鋼材料が十分な耐摩耗性を持たない問題がある。 [0010] 本発明は、このような問題点に鑑みてなされたもので、その目的は、耐摩耗性、耐焼付き性および耐ヒートクラック性に優れた焼結摺動部材、作業機連結装置およびフローテイングシールを提供することにある。

課題を解決するための手段

[0011] 前記目的を達成するために、本発明に係る焼結摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって、

前記鉄系焼結摺動体は、固溶炭素濃度が 0. 15-0. 5重量％に調整されたマルテンサイト相からなり、 5— 50体積％の炭化物を含有するものであることを特徴とする

[0012] また、前述した鉄系焼結摺動体は、その摺動面に閉塞気孔および凹部の少なくとも一方を 1一 10面積％含有するものであっても良ぐ 9重量％以上の Cr、 3. 5重量％以上の Mo、総量で 4. 5重量％以上の Moと Wおよび 3重量％以上の Vからなる群から選ばれた 1種以上を含有し、 Cr C型炭化物、 M C型炭化物および MC型炭化物

7 3 6

力なる群から選ばれた 1種以上の炭化物が前記マルテンサイト相に分散されていても良い。

[0013] 本発明に係る焼結摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって、

前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 0. 9 3. 8重量％、 Crが 9一 35重量％、 Vが 0 3 重量％を含有し、その炭素含有量が 0. 143 X ( 重量％) _1. 41 + 14 X MC型炭化物体積分率≤〇重量％≤0. 156 X (CrMi%) -0. 58 + 14 X MC型炭化物体積分率の関係を満足し、 0. 2-0. 45重量％の C、 6. 5 12重量％の Crを固溶するマルテンサイト相を有し、該マルテンサイト相中に Cr C型炭化物が 5 40体積％

7 3

分散し、 MC型炭化物が 5体積％以下分散し、総炭化物量が 5— 40体積％である組織力、らなり、 Si, Mn， Ni, P, S， B， N， Mo, W, Ti, Co, Cuおよび Al力、らなる合金元素群から選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする。

[0014] 本発明に係る焼結摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって、

前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 1. 8— 4. 5重量％、 Crが 12— 30重量％、 Vが 3. 5 一 10重量％、 Moが 2— 6. 4重量％または Moと Wが総量で 2— 6. 4重量％を含有し、前記マルテンサイト相は 0. 2— 0· 45重量％の C、 6. 5— 12重量％の Crを固溶し、 1一 3. 5重量％の Mo、総量で 1一 3. 5重量％の Moと Wおよび 0. 4— 0. 6重量％の Vからなる群から選ばれた一種以上を固溶し、前記マルテンサイト相中に Cr C型

7 3 炭化物が 10 35体積％分散し、 MC型炭化物が 5— 15体積％分散し、総炭化物量力 ^15 40体積⁰ /₀であり、 Si, Mn， Ni, P， S, B, N, Mo, W, Co, Cuおよび Al力らなる合金元素群から選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする。

[0015] 本発明に係る焼結摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって、

前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 0. 6- 1. 9重量％、 Crが 1一 7重量％、 Vが 0 3重量％を含有し、 Moが 3. 5重量％以上含有し、 (Mo + 0. 5 XW)が 4. 5 30重量％を含有し、かつ、固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％のマルテンサイト相に 5体積％以上の M C型炭化物と 5— 40体積％の MC型炭化物が分散した組織からなり、 Si,

6

Mn, Ni, P, S, B, N, Ti, Co, Cuおよび Al力なる合金元素群力も選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする。

[0016] 本発明に係る焼結摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって、

前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 1. 3— 3重量％、 Crが 1一 5重量％、 Vが 3— 12重量 %、Moが10重量％以上、（Mo+W)が 10— 23重量％を含有し、かつ、固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％のマルテンサイト相に 15— 35体積％の M C型炭化物と

6

5— 15体積％の MC型炭化物が分散した組織からなり、 Si, Mn, Ni, P, S, B, N, Ti, Co, Cuおよび Alからなる合金元素群から選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする。

[0017] 本発明に係る焼結摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって、

前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 0. 8-3. 4重量％、 Crが 9一 28重量％、 Vが 0 5 重量％、 Moが 5重量％以上、（Mo+W)が 5 18重量％を含有し、かつ、固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％のマルテンサイト相中に 5 25体積％の Cr C型炭化物と 5— 25体積％の M C型炭化物と 0— 5体積％の MC型炭化物が分散し、総炭化物

6

量が 10— 40体積⁰ /₀であり、 Si, Mn, Ni, P, S, B, N, Ti, Co, Cuおよび Alからなる合金元素群から選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする。

[0018] 本発明に係る焼結摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって、

前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 1. 5-3. 2重量％、 Crが 7— 25重量％、 Moが 3. 5 重量％以上、（Mo +W)が 5— 15重量％を含有し、かつ、 Vと Tiの少なくとも一方が総量で 3— 8重量％を含有し、固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％のマルテンサイト相中に 5 20体積％の Cr C型炭化物と 5— 20体積％の M C型炭化物と 5— 15体

7 3 6

積％の MC型炭化物が含有し、総炭化物量が 15 50体積％であり、 Si, Mn, Ni, P, S， B， N, V, Ti, Co, Cuおよび Alからなる合金元素群から選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする。

[0019] 本発明に係る焼結摺動部材は、スラスト軸受であり、前記鉄系焼結摺動体は Cr C

7 3 型炭化物、 M C型炭化物及び MC型炭化物の総量が 5— 25体積％で分散され、前

6

記裏金の硬さが Hvl70以上であることを特徴とし、その摺動面に閉塞気孔および凹部の少なくとも一方を 1一 10面積％含有しても良レ、。

[0020] 本発明に係る焼結摺動部材は、フローティングシールであり、前記鉄系焼結摺動体は Cr C型炭化物、 M C型炭化物及び MC型炭化物の総量が 20— 40体積％で

7 3 6

分散されることを特徴とし、前記裏金の硬さが Hvl70以上であっても良いし、その摺動面に閉塞気孔および凹部の少なくとも一方を 1一 10面積％含有しても良い。

[0021] 本発明に係る作業機連結装置は、裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材カなる軸受であって、前記鉄系焼結摺動体は、固溶炭素濃度が 0. 15-0. 5重量％に調整されたマルテンサイト相からなり、 5— 25体積％の炭化物を含有するものである軸受と、

前記軸受との組合せにおける相手摺動部材である軸受とを具備することを特徴とする。

発明の効果

[0022] 本発明によれば、耐摩耗性、耐焼付き性および耐ヒートクラック性に優れた焼結摺動部材および作業機連結装置を提供することができる。

発明を実施するための形態

[0023] (第 1の実施形態）

図 2 (a)は、本発明の第 1の実施形態に係る油圧ショベル全体を示す斜視図であり、図 2 (b)は、パケット連結部を説明する分解斜視図である。図 3は、本発明の第 1の実施形態に係るパケット連結装置の概略構造を説明する図である。図 4 (a)一 (c)は、スラスト軸受の構造を説明する図である。

[0024] 図 2 (a)に示すように、本実施形態に係る油圧ショベル 1の作業機 2は上部旋回体 3 を備えており、上部旋回体 3はブーム連結装置 7によってブーム 4に連結されている。ブーム 4はアーム連結装置 8によってアーム 5に連結されており、アーム 5はバケツト連結装置 9によってパケット 6に連結されている。これら連結装置 7, 8, 9は、基本的には同一の構造とされており、例えばパケット連結装置 9は、図 2 (b)に示すように、主に作業機連結ピン 10および作業機ブッシュ 11を備えて構成されている。以下にァーム 5とパケット 6との連結部に配されるパケット連結装置 9Aの詳細構造について図 3を参照しつつ説明する。

[0025] 図 3に示すように、前記パケット連結装置 9Aは、バケツト（一方側の機械構成要素） 6と、このパケット 6に形成されたブラケット 6a， 6aに支持される作業機連結ピン (支持軸） 10およびその作業機連結ピン 10に外嵌される作業機ブッシュ (軸受ブッシュ） 1 1 , 11を介して配されるアーム (他方側の機械構成要素） 5とを、互いに回転可能に連結し、かつパケット 6とアーム 5との間に作用するスラスト荷重を受支するスラスト軸受 1 2, 12を備えて構成されている。このパケット連結装置 9Aにおいて、作業機ブッシュ 11はアーム 5の先端部に圧入され、作業機連結ピン 10はブラケット 6aにピン固定用通しボルト 13によって固定されている。なお、符号 14で示されるのは、シール装置である。また、符号 15および 16で示されるのは、それぞれ潤滑剤供給口および潤滑剤供給路である。

[0026] 前記スラスト軸受 12は、図 4 (a) , (b) , (c)に示すように摺動面（図の上面）においてスラスト荷重を受けながら回転揺動する機能を有し、耐摩耗性、耐焼付き性、耐ヒ一トクラック性に優れた硬質な鉄系焼結摺動体 20が裏金 21a, 21bに焼結接合されて構成されている。結果として、作業機連結装置 (連結装置 7， 8, 9)は、裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた軸受と、前記軸受との組合せにおける相手摺動部材である軸受から構成される。尚、前記裏金は鉄系であることが好ましレ、。

[0027] 前記鉄系焼結摺動体 20は、耐摩耗性と耐焼付き性を改善するために有効な炭化物を固溶炭素濃度が 0. 15-0. 5重量％に調整されたマルテンサイト相中に 5 50 体積％分散させた鉄系焼結材料である。また、前記の固溶炭素濃度範囲が得られ易ぐかつ、より硬質で、耐焼付き性に優れた炭化物を得るためには、前記鉄系焼結摺動体 20中に、 Crが 9重量％以上、 Moが 3. 5重量％以上、 Moと Wの総量が 4. 5 重量％以上および Vが 3重量％以上のうち一種以上を含有し、 Cr C型炭化物、 M

7 3 6

C型炭化物および MC型炭化物のうち一種以上を前記マルテンサイト相に分散させるものであることが好ましい。ここで、これらの炭化物の総量は 5 50体積％ (体積分率： 0· 05—0. 5)とするのが好ましい。

[0028] 図 4 (a)は、中空円盤状の裏金 21aに中空円盤状の鉄系焼結摺動体 20が焼結接合された例である。パケット連結装置としてのスラスト軸受の支持方法としては、図 4 ( b)に示すように、円筒状の裏金 21bの一端面にスラスト荷重を受けて摺動する鍔部 2 lcを設けて、この鍔部 21cの摺動面に鉄系焼結摺動体 20を 0. 5mm以上の厚さで焼結接合しても良い。つまり、スラスト軸受としては、平板状、ドーナツ型平板状のものが好ましいが、スラスト軸受の支持構造を別途作るよりも、円筒状部材の一端面にスラスト荷重を受けて摺動する鍔部を有する裏金形状とし、その摺動面に前記鉄系焼結摺動体を焼結接合して一体化したものをスラスト軸受としても良い。

[0029] また、図 4 (c)に示すように、円筒状の裏金 21bの内周面に作業機ブッシュ 22が接合されて一体化されたスラスト軸受を用いても良い。裏金の円筒状内周面もしくは外周面に円筒状の Cu合金系多孔質焼結摺動材料又は Fe合金系多孔質焼結摺動材料からなる軸受を焼結接合して固定したものをスラスト軸受としても良レ、。つまり、作業機ブッシュ 22は、 Fe合金系または Cu合金系多孔質焼結体からなり、その気孔 (通気孔）中に潤滑油物質、言い換えれば潤滑油もしくは潤滑油とワックス類からなる滴点 60°C未満の潤滑組成物が充填されたものである。このようにすれば、アーム先端部にスラスト軸受が圧入される際の圧入力を高め、スラスト荷重を受ける鍔部 21cでの仕組みからして、ブッシュの抜け出しを防止することができる。

[0030] また、上記 Fe合金系または Cu合金系多孔質焼結体からなる作業機ブッシュ 22に代えて、次のような作業機ブッシュを用いることも可能である。作業機ブッシュは、耐摩耗性、耐焼付き性、耐ヒートクラック性に優れた硬質な鉄系焼結摺動体 20と同等の鉄系焼結摺動材料を利用したものであり、摺動面にオイルポケットもしくは油溝が設けられている。この作業機ブッシュでは、高面圧、低摺動速度における摩擦抵抗が大きい使用環境においても十分な耐摩耗性等を得ることができる。

[0031] なお、裏金に超硬溶射を施したスラスト軸受では、その裏金硬さが約 Hv400以下の場合においては、土砂の嚙み込みによって溶射膜が破損し易くなるために、溶射膜をより厚く形成する必要性があって、経済的に極めて不利になり易い。また裏金をより硬質にした場合においては、その溶射コーティング層を 0. 5mm以下に薄くできるが、裏金との接合強度がより弱くなることから、土砂の嚙み込みや大きな偏荷重によって剥離、破損し易いことが問題となる。そこで、本実施形態においては、鉄系焼結摺動体の厚さを 0. 5mm以上とするが、硬さが Hvl 70の軟質な裏金（降伏強度 30 kgf/mm²)に焼結接合された鉄系焼結摺動体が土砂の嚙み込みによって破損、剥離しないように、その厚さを lmm以上とすることが好ましい。また、鉄系焼結摺動体の曲げ強度は少なくとも 30kgf/mm²以上であることが好ましい。また、より摩耗性の激しい条件での使用環境であっても、 4mmを越えて使用することは偏荷重によるたわみによる破損が起こり易くなることが予想され、また経済的ではない。また、一般的に焼結接合された接合面の接合強度は、溶射膜の接合強度（5— 10kgf/mm²)に比ベて極めて強固なものであり、通常は焼結材料せん断強度とほぼ同じ程度の強度が確保される。

[0032] またさらに、本実施形態の鍔付き形状のスラスト軸受は、その円筒部を作業機本体に圧入して固定されることから、その圧入のし易さや圧入後の抜けを防止するために、裏金硬さは Hvl 70以上、好ましくは 220以上に調整されていることが好ましぐまた、後の機械加工性を考慮した場合には、 Ην400以下であることが好ましい。

[0033] また、前記鍔付きスラスト軸受を本体に圧入した場合において、鍔部と本体との隙間を 0· 2mm以下に調整することが難しぐまた偏荷重が作用した時の本体の橈み量を考慮した場合においても、 0. 4mm程度の橈みによって前記鉄系焼結摺動体が破損しないことが望まれる。

[0034] 図 5 (a)は、図 4 (c)に示す鉄系裏金にガス抜き穴および溝が設けられたスラスト軸受の一例を示す断面図であり、図 5 (b)は図 5 (a)に示す A部を拡大した断面図であり、図 5 (c)は図 5 (a)の平面図である。

本例においては、図 5 (b)に示すように鉄系裏金 21bと鉄系焼結摺動体 20との接合面にガス抜き穴 23および溝 24が形成されている。鉄系焼結摺動体 20は、 5— 25 体積％の炭化物を固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％に調整されたマルテンサイト相に含有したものを用レ、ることが好ましい。なお、鉄系焼結摺動体を鉄系裏金に焼結接合する際には、通常、多量のガスが発生し、鉄系裏金との接合面にガス溜まりによる接合欠陥が発生し易いが、本例では、ガス抜き穴 23によってガスを抜くことができ、溝 24によって焼結接合時に鉄系焼結摺動体に液相を発生させることができる。従つて、鉄系焼結摺動体 20を高密度に焼結でき、かつ鉄系裏金に高強度に接合すること力 Sできる。尚、本例では、ガス抜き穴 23と溝 24を両方形成している力少なくとも一方を形成することも可能である。

本例では、鉄系裏金と鉄系焼結摺動体との接合面側の鉄系裏金にガス抜き穴および溝を形成しているが、鉄系焼結摺動体の摺動面に 1一 10面積％の閉塞気孔または凹部を形成させるその成形体においては、焼結接合時に発生するガスのリーク（ガス抜け)性に優れることから、裏金接合面のガス抜き穴および溝形成を回避することが可能である。

また、前記閉塞気孔または凹部は、上記効果の他に、鉄系焼結摺動体の摺動面におけるオイルポケット (潤滑剤の溜り場所）として作用し、耐ヒートクラック性を向上させることが可能である。

[0035] また、ガス抜き穴 23が設けられる堰の高さは、鉄系焼結摺動体 20を配した時の該摺動体 20の厚さの中心以上の高さに調整されていることが好ましい。

また、図 5に示すスラスト軸受との組合せにおける相手摺動部材としては、例えば浸炭焼入れ、高周波焼入れ等の硬化熱処理が施された鋼製スラスト軸受を用いても良レ、。これは他の実施形態及び実施例にぉレ、ても同様である。

[0036] また、裏金と鉄系焼結摺動体の一体化方法としては、あらかじめ焼結した鉄系焼結摺動材料をロー付けなどの方法で一体化することもできるが、その焼結時の高密度化過程において寸法安定性が確保され難ぐ接合前カ卩ェによって顕著なコストアツプが避けられない。このことから、本実施形態においては、鉄系焼結摺動体のドーナッ円盤状成形体（ドーナツ状平板）の内周面の少なくとも一部とその成形体の下面が鉄系裏金の外周面と平板の上面に焼結接合により固定されるように配置し、かつ、焼結接合時に焼結体力発生するガスが接合面に溜まってガス欠陥を形成させないように、鉄系裏金外周面および平面部の少なくとも一方での接合面の一部に焼結接合時に焼結体から発生するガスを抜くための穴（ガス抜き穴）と溝を設けた焼結スラスト軸受を開発した。前記穴と溝は、少なくとも一方が前記接合面に設けられていれば良レ、。

[0037] 図 6 (a)は、図 4に示す鉄系焼結摺動体にガス抜き穴および溝を設けた例を示す平面図であり、図 6 (b)は図 6 (a)の B— B線に沿った断面図である。

本例では、鉄系焼結摺動体 20側にガス抜き穴 23Aおよび溝 24Aを設けている。本例においても図 5に示す例と同様の効果を得ることができる。

[0038] 本実施形態における鉄系焼結摺動体 20は、少なくとも 5体積％以上の炭化物と固溶炭素濃度が 0. 15-0. 5重量％のマルテンサイト相からなる組織を有するものとする。これにより、高面圧なスラスト面圧に耐え、かつ、潤滑条件の悪い状況下で耐摩耗性、耐焼付き性および耐ヒートクラック性を十分に改善することができる。

[0039] また、鉄系焼結摺動体 20においては、炭化物の分散量が 25体積％を超えず、好ましくは 15体積％以下とし、マルテンサイト相の固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％、より好ましくは 0. 2-0. 35重量⁰ /₀とし、 150— 600。Cの範囲で焼戻し処理を施すことにより、靭性と曲げ強度を回復した状態のものを使用することが好ましい形態である。これにより、スラスト軸受に力、かる極めて大きい偏荷重に耐えることができる。

[0040] 前記炭化物は、硬質で安価な Cr C型炭化物および耐熱硬さに優れた M C型炭

7 3 6 化物の少なくとも一方を主体とする。このような炭化物を焼結摺動材料中に析出分散させて利用することが経済的にも好ましい形態である。また、前記炭化物として MC型炭化物を利用することも好ましぐこの MC型炭化物は経済的な観点からも 5体積％以下に抑えることが好ましい。また、より安価な Cr C型炭化物を主体として、（M C

7 3 6

+ MC)型炭化物が 5体積％以下になるように調整されることが最も好ましい形態である。

[0041] また、 0. 1-1. 5重量％の Pを FeP合金の状態で添カ卩することにより、鉄系焼結摺動体 20の焼結密度向上と焼結接合性の改善を図ることができる。つまり、マルテンサイト相および M C型炭化物の少なくとも一方への濃縮による低融点化によって焼結

6

性と焼結接合性の改善を図ることができる。さらには、 Fe P, Cr P, FeMoP, V P,

3 2 2

FeTiP型等の燐化合物を析出させることにより、耐焼付き性の改善を図ることができる。また、 M C型炭化物を主体とした炭化物を分散させる鉄系焼結摺動材料におい

6

ては、含有する Pが M C型炭化物中に濃縮しても接合安定性を高めるために、少な

6

くとも 0. 3重量％以上添加することが好ましい。

[0042] またさらに、鉄系焼結摺動材料に Cu基合金相を粒状に 1一 10体積％の範囲で分散するように添加することは好ましい形態である。さらに、摺動特性を改善する観点から、前記 Cu基合金相に、 P, Sn, Al, Feおよび Niからなる群から選ばれた 1種以上が含有されるのが好ましい。これにより、摺動面における馴染み性改善を図ることができると共に、摺動途中で粒状の Cu基合金相が優先的に摩耗されることによって摺動面にオイルポケットを形成させることができ、それにより耐焼付き性と耐ヒートクラック十生の改善を図ることができる。

[0043] また、より良い耐ヒートクラック性を得る手段として、本実施形態による焼結摺動部材は、固溶炭素濃度が 0. 15-0. 5重量％のマルテンサイト相に 5— 50体積％の（Cr 7C3 + MC + M6C)型炭化物が分散し、さらに、平均孔径が 0. 03-1. Ommの閉塞化された気孔を 3— 10体積％分散させた鉄系焼結摺動体を鉄系裏金に焼結接合されること力 S好ましく、またさらに、前記鉄系焼結摺動体の摺動面に穴部を設けて、摺動面における穴部で形成される凹部が 3 10面積％分散されており、前記凹部の平均径は 3mm以下であることが好ましい。

[0044] さらに、例えば Si〇粒子を鉄系焼結摺動材料に添加しておくことは、経済的にも極

2

めて好ましい形態である。これにより、焼結時において、 Si〇を還元し、残りの Siを鉄系焼結摺動材料中に拡散固溶させることができ、それによつて、 Si〇粒子跡に形成

2

される閉塞気孔を摺動面のオイルポケットとして利用することができ、その結果、耐焼付き性と耐ヒートクラック性の改善を図ることができる。

[0045] さらにまた、鉄系焼結摺動体の成形時に、少なくとも摺動面に、 0. 1一 3mmの深さの凹部を設けることは好ましい形態である。鉄系焼結摺動体を鉄系裏金に焼結接合することによって摺動面にオイルポケットが形成されるからである。

[0046] また、前記鉄系焼結摺動体としての厚さは、従来の溶射コーティング皮膜が 0. 1— 0. 3mmの範囲で施工されていることを勘案した場合に、土砂の嚙み込みや偏荷重による皮膜の剥離、破損が観察されていることから、 0. 5mm以上とするが、耐摩耗寿命との関係から上限厚さが決められることが好ましい形態である。

また、耐摩耗性の観点からは、上記閉塞気孔と干渉しない鉄系焼結摺動体のビッカース硬さを Hv500以上、より好ましくは Hv700以上に確保しておくことが好ましレ、形態である。

[0047] (第 2の実施形態）

図 7は、本発明の第 2の実施形態に係るパケット連結装置の概略構造を説明する図である。図 8 (a)はスラスト軸受を示す断面図であり、図 8 (b)は図 8 (a)に示すスラスト軸受の摺動面の各種油溝、窪みのパターン例を示す平面図である。

[0048] 本実施形態においては、図 7に示すように、アーム 5に圧入されるスラスト軸受 25とパケットブラケット 6aに配置されるスラスト軸受 26をいずれも鍔付き型のスラスト軸受としたものである。パケット 6は作業内容に応じて適時交換して利用することが多ぐ力つメンテナンスが容易であることから、パケットブラケット 6a用のスラスト軸受 26の摺動面は前記鉄系焼結摺動材料を利用することなぐ例えば、炭素鋼や低合金鋼を高周波焼入れしたものや浸炭した安価なスラスト軸受を利用することが経済的に好ましい図 8 (b)に示すように、摺動面（高周波焼入れ硬化摺動面） 27に適正な溝 (アール溝 28a、ダイヤ型溝 28b)や窪み（ディンプル窪みもしくは穴 29)を設けることは好ましい形態である。これにより、潤滑用グリースやそれに代わる潤滑組成物が該摺動面 2 7に供給され易くなり、耐焼付き性、耐ヒートクラック性の改善を図ることができる。 [0049] (第 3の実施形態）

図 9は、本発明の第 3の実施形態に係るパケット連結装置の概略構造を説明する図である。

[0050] 本実施形態において、その基本構成は図 7に示す第 2の実施形態と同様である。

ただし、本実施形態の作業機プッシュ 11 Aは、多孔質で、その気孔中に潤滑組成物が充填された鉄合金系焼結体で構成されている。これにより、パケット連結装置の給脂間隔時間を延長化することができる。なお、本実施の形態では、作業機ブッシュ 11 Aに前記第 1の実施形態もしくは第 2の実施形態のスラスト軸受を組合せることが好ましい形態である。

[0051] 図 10は、本発明の第 3の実施形態の変形例に係るパケット連結装置の概略構造を説明する図である。本変形例は、第 3の実施形態よりさらに好ましい形態である。

Moを主体とする硬質な溶射皮膜 30が 0. 1mm以上形成された作業機ピンを組合せることによって、より給脂間隔の延長化を図ることが可能になり、パケット連結装置の給脂間隔時間を延長化できるようにしたものである。

[0052] (第 4の実施形態）

図 11は、転輪アッセンプリの要部構造を説明する図である。本実施形態は、転輪ァッセンプリにおけるフローティングシール装置に本発明が適用された例である。図 12 は、複層フローティングシール (フローティングシール）の構造を示す断面図である。

[0053] 図 11に示すように、本実施形態に係る転輪アッセンプリ 36は、転輪リテーナ 49およびこの転輪リテーナ 49に支持される転輪シャフト 50と、その転輪シャフト 50に外嵌される転輪ブッシュ（鍔付ブッシュ） 51およびその転輪ブッシュ 51を介して配される転輪ローラ 52とが、互いに回転可能に連結された構造とされている。この転輪アッセンプリ 36において、フローティングシール装置 53は、シール面が相接するように配される一対のシーノレリング 54, 54と、各シーノレリング 54に外嵌される Oリング 55， 55を備え、向き合った一対のシール面力圧縮して取り付けられた Oリング 55の弾性力によつて転輪シャフト 50の軸方向に押し付けられ、適当な面圧で接しながら摺動し、外部力の水、土砂等の侵入と内部からの潤滑油の漏洩を防止するように構成されている。そして、一対のシールリング 54, 54のシール面に、少なくとも 5— 50体積％の炭化物と固溶炭素濃度が 0. 15-0. 5重量％に調整されたマルテンサイト相からなる鉄系焼結摺動体が焼結接合されている。また、前記の固溶炭素濃度範囲が得られ易ぐかつ、より硬質で、耐焼付き性に優れた炭化物を得るためには、前記鉄系焼結摺動体中に、 Crが 9重量％以上、 Moが 3. 5重量％以上、 Moと Wの総量が 4. 5重量％以上および Vが 3重量％以上のうち一種以上を含有し、 Cr C型炭化物、 M C

7 3 6 型炭化物および MC型炭化物のうち一種以上の炭化物をマルテンサイト相に分散させるものであることが好ましレ、。なお、図 12に示すように、フローティングシールリングの焼結接合方法およびガス抜き穴 23、溝 24を有する構造は図 5、図 6に示されるスラスト軸受とほぼ同じである。符号 Gは、より高速走行用の転輪シャフト 50の表面に摺動特性に優れた表面処理を施すことを示し、例えば、燐酸 Zn，燐酸 Mn等の化成処理、 Crメツキ、 Mo溶射皮膜処理等が好ましい。

[0054] 本実施形態によれば、より耐焼付き性と耐ヒートクラック性に優れたフローティングシール装置を提供することができるが、より耐摩耗性を改善するためには、固溶炭素濃度を 0. 2— 0. 45重量％に調整したマルテンサイト相に Cr C型炭化物、 M C型炭

7 3 6 化物および MC型炭化物を総量で 20— 40体積％分散させた鉄系焼結摺動体を Hv 170以上の鉄系裏金に焼結接合した焼結摺動部材を適用することが好ましい。

[0055] また、歯車減速装置等に利用される大径のフローティングシール装置においては、そのシール面での摺動速度が速くなり、とりわけ、耐焼付き性と耐ヒートクラック性に優れたフローティングシールが必要とされる力本実施形態によれば、鉄系焼結摺動材料中に Cu粒子もしくは Cu基合金粒子、 Mo金属粒子および閉塞気孔の少なくとも一方を 1一 10体積％の範囲で分散させることが好ましい。さらに、閉塞化された気孔は、 3 10体積％分散され、気孔の平均孔径が 0. 03-1. 0mmであることが好ましレ、。また、フローティングシールの摺動面（シール面）に 1一 30面積⁰ /₀、好ましくは 1 一 10面積％又は 3 10面積％の凹部を設けることも好ましいが、上記閉塞気孔と凹部の大きさを、シール面の幅の約 1Z2以下とし、さらに、シール面の幅方向に 0. 5m m以下の大きさに制御することが好ましい形態である。尚、上記閉塞気孔と凹部の大きさはシール面の幅方向に lmm以下としても良い。

[0056] なお、耐摩耗に優れ、安価な鉄系焼結摺動体としては、 SKD1、 SKD2、 SKD11 等の高炭素高 Cr系工具鋼と同様に Cr C型炭化物をマルテンサイト相中に析出分

7 3

散させたものが利用される力本実施例においては、 SKD材料系の適正焼入れ温度 900— 1000°Cにおける Fe-C-Cr三元系状態図（後述の図 15参照）とその状態図における平衡関係（等炭素活量)を参考にして、 Tie LineA, Bで囲まれる（ォーステナイト + Cr C型炭化物）の二相領域において、マルテンサイト相中の固溶炭素

7 3

濃度が 0. 2-0. 45重量％となることに着目して、鉄系焼結摺動体の炭素添加量と C r添カ卩量の間において、次式の関係を満足させることとした。

0. 143 X (Cr重量⁰ /₀)_1. 41≤ (C重量⁰ /₀)≤0. 156 X (Cr重量⁰ /₀)_0. 58

[0057] さらに、 Cr C型炭化物が 5— 50体積％分散される Cr添カ卩量として 9

7 3 一 35重量％を設定した。また、 Vはマルテンサイト相の焼戻し軟ィ匕抵抗性と Cr7C3型炭化物の均一分散性に寄与するので、 MC型炭化物を析出させない範囲の V添カ卩の場合の炭素添カ卩量と Cr添カ卩量の関係が利用される力 V添カ卩によるわずかな MC型炭化物（5 体積％以下）を析出分散させる範囲が前記 Vの作用を最大に引き出せるので、この場合の V添加量は 0— 3重量％を含有し、かつ鉄系焼結摺動体の炭素添加量と Cr 添加量の間において、次式の関係を満足させることとした。

0. 143 X ( 重量％)-1. 41 + 14 X MC炭化物の体積分率≤(〇重量％)≤0. 15 6 X ( 重量％) _0. 58 + 14 X MC炭化物の体積分率

[0058] 具体的には、 Cが 0. 9— 3. 8重量％、 Crが 9一 35重量％、 Vが 0— 3重量％を含有し、その炭素含有量が 0· 143 X ( 重量％)-1. 41 + 14 X MC型炭化物体積分率 ≤〇重量％≤0. 156 X ( 重量％)_0. 58 + 14 X MC型炭化物体積分率の関係を満足し、 0. 2—0· 45重量％の C、 6. 5— 12重量％の Crを固溶するマルテンサイト相を有し、該マルテンサイト相中に Cr C型炭化物が 5 40体積％分散し、 MC型

7 3

炭化物が 5体積％以下分散し、総炭化物量が 5— 40体積％である組織からなり、 Si , Mn， Ni， P， S, B, N, Mo, W, Ti， Co, Cuおよび Alからなる合金元素群から選ばれた 1種以上が含有される鉄系焼結摺動体が好ましぐさらに Siの存在を考慮して、鉄系焼結摺動体の炭素含有量は、 0. 143 X ( 重量％)-1. 41 +0. 15 X (Si重 i%) + 14 X MC型炭化物体積分率≤〇重量％≤0. 156 X ( 重量％)_0. 58 + 0. 15 X ½1重量％) + 14 X MC型炭化物体積分率の関係を満足するものであり、前記鉄系焼結摺動体にはマルテンサイト相が形成されており、該マルテンサイト相は 0 . 2—0.45重量％の C、 6. 5— 12重量％の Crを固溶し、 1一 5重量％の Siおよび 0 . 5— 4重量％の A1の少なくとも一方を固溶することが好ましい。

[0059] なお、前記 Cr C型炭化物と MC炭化物を析出分散した鉄系焼結摺動材料のマル

7 3

テンサイト相中の適正な炭素濃度、 Cr， V, Mo, Wなどの合金元素の濃度および炭化物量の調整は、鉄系焼結摺動材料の耐焼付き性、耐ヒートクラック性、耐摩耗性を調整することになる重要な要因であるのでより正確に検討する。本実施例での鉄系焼結摺動材料の炭素添加量と合金元素 (X元素）添加量 (〇重量％、重量％)は、分散する Cr C型炭化物と MC型炭化物の体積分率（fCr C、 fMC)、マルテンサイ

7 3 7 3 トの炭素と各種合金元素濃度（CMar、 XMar)、 Cr C型炭化物の炭素と各種合金

7 3

元素濃度（C73、 X73)、および、 MC型炭化物の炭素と各種合金元素濃度（CMC、 XMC)と次式の関係を有する。

(C重量％)=CMarX (1—fCr C ) +C73XfCr C + CMC X fMC

7 3 7 3

( 重量％) =XMarX (1— fCr C ) +X73XfCr C + XMC X fMC

7 3 7 3

= XMarX { (1-fCr C ) +KX7XfCr C +KXMCXfMC}

7 3 7 3

[0060] 上述した実施形態の範囲では、 C73 = 8. 7重量％、 CMC= 14重量％と近似できるので、実施形態の適正炭素濃度範囲は、次式で記載される。

0. 2X (1-fCr C ) +8. 7XfCr C +14XfMC≤ (C重量⁰ /₀)≤0· 45Χ (1-fCr

7 3 7 3

C ) +8. 7 X f Cr C +14XfMC

7 3 7 3

また、合金元素 X添加量も、同様に次式で算出される。

( 重量％) =XMar{ (1-fCr C -fMC) +KX7XfCr C +KXMCXfMC}

7 3 7 3

ここで、 KX7、 KXMC (分配係数）は Cr C型炭化物、 MC型炭化物とマルテンサ

7 3

イト相中の X濃度の比（=X73/XMar、 =XMCZXMar)であって、実施形態においては、後述のように実測した各合金元素の分配係数を用いて、本実施形態の範囲における前記鉄系焼結摺動材料の適正な炭素、 Cr, Mo, W, V, Si, Al， Ni， Co等の添カ卩量が算出できるようにしている（後述では KXMCを KXMZCと記述する）。

[0061] ここで、実施形態の範囲においては、 KCr7 = 8、 KMo7、 KW7 = 2. 5、 KV7 = 1 3、 KSi7、 KA17 = 0、 KNi7 = 0. 1、 KCo7 = 0. 23、 KCrM/C = 3.8、 KMoM/ C = 3、 KWM/C = 8. 2、 KVM/C = 119、 KSiM/C、 KA1M/C = 0、 KNiM /C、 KCoM/C = 0. 05と実測したものである。また、本実施形態の範囲においては、マルテンサイト相中の Cr濃度は 6. 5— 12重量％の範囲で設定される力 Mo, W, V濃度は、後述するように Mo : 0— 4重量％、 W: 0— 8重量、 (Mo + 0. 5 XW)： 0— 4重量％、 V: 0 0. 6重量％に規制されるものであり、マルテンサイト相の焼入性の確保や焼戻し軟化抵抗性の調整を目的にして、設定される値である。

[0062] さらに、上記 Crの分配係数 KCr7は、広い Cr濃度範囲にまたがるために、本発明範囲における KCr7を、マルテンサイト相中の Cr濃度 CrMar (重量％ )を用いて KCr7=-0. 48 X CrMar (重量％) + 11. 8

と設定されること力 Sより好ましい。

[0063] 前述のように、潤滑性の厳しい状態で発現する境界潤滑下での摺動面の発熱によつて、摺動面のマルテンサイト相の硬さが急激に軟化する場合には、耐焼付き性と耐摩耗性が劣化するものである。前記鉄系焼結摺動材料の焼戻し軟化抵抗性を高めるために、実施形態においては、安価な Siを 1一 3. 5重量％および A1を 0. 5— 2重量％の少なくとも一方を添加し、マルテンサイト相中の Si濃度を 1一 5重量％および A 1濃度を 0. 5— 4重量％の少なくとも一方の範囲に濃縮させて、焼戻し軟化抵抗性を高めた複層焼結摺動部材 (焼結摺動部材)を開発した。

[0064] また、前記マルテンサイト相中に Moを共存させる場合にぉレ、ては、本出願人が特願 2003— 380203号に記載したように、 Siによって Moの焼戻し軟化抵抗性が有効に発現される最大濃度が減じるので、実施形態においては、経済性を考慮してマルテンサイト相中の Mo, (Mo+W)の濃度範囲を 0—（4· 0-0. 5 （31重量％+八1重量％) )に調整することとし、鉄系焼結摺動材料に Moが 0 5. 5重量％、 (Mo + W) 力 SO 5. 5重量％添加されることとした。焼結接合後にガス冷却による焼入れ硬化性を確保する観点から、 Moを 1一 5. 5重量％添加することがより好ましい。また、実施形態においては、マルテンサイト相中の焼戻し軟ィヒ抵抗性を効率的に改善する Mo 濃度は 0 2. 5重量％であることから、経済的な Si, Mo添加量としては Siが 1一 2. 5重量％、 Moが 1一 2. 8重量％であり、より好ましくは Siが 1. 5-2. 5重量％、 Mo カ^ー 2重量％である。 [0065] Siはマルテンサイト相に多く固溶し、マルテンサイト相の焼戻し軟ィ匕抵抗を顕著に高める経済的な元素である。このこと力ら、例えば、 SKD6, SKD61, SKD62等の炭化物を分散させないで使用する熱間工具鋼においては積極的に添加されている。鉄系焼結摺動材料においては焼結性を顕著に高めることと焼結時や焼入れ時のオーステナイト相中の炭素活量を顕著に高め、マルテンサイト相中の固溶炭素濃度を 0. 15 31重量％の関係で低減するする作用があることから、実施形態においては、前記 Fe系焼結摺動材料中の適正炭素濃度を 0. 15 X S i%の関係で高炭素側に調整されることが好ましい。

[0066] なお、 Siは顕著なひ Fe相を安定化する合金元素であり、 Siの添加によって、 Al， A3変態温度を顕著に高温度側に引き上げる作用を示すために、摺動面における耐ヒートクラック性を高める作用を示すと考えられるが、各種合金元素の単位重量％当りの A3変態温度変化（八八3 = °〇/重量％、 Si : +40, Al : + 70、 Mo : + 20、 V: + 40、 W: + 12、 Mn :— 30、 Ni :— 15、 C :一 220)力ら分力るように、 Si以外にち Al, Mo , V, W,も耐ヒートクラック性を高めることが分かる。しかし、 Siやこれらの合金元素が多く共存する場合においては、よりフェライト相が安定化し、適正な焼入れ処理が出来なくなるので、上限 Si添加量は、熱力学的に計算される Fe— Si— C一 X4元系状態図（図 l (a)，（b)，（c)参照）を参考にして、 Cr C型炭化物を主体的に分散させるマ

7 3

ルテンサイト相組成（0. 2重量％〇一 6. 5— 12重量％）を検討した場合、 3. 5重量 %Siの添カ卩が可能であることから 3. 5重量％とした。また、後述する M C型炭化物を

6

主体として分散させる実施形態（0. 45重量％じ一 3重量％Mo— 0. 5重量％¥)では 2 • 5重量％とすることが好ましい（図 1 (a)、（b)、（c)参照）。

また、 A1の添カ卩量は、 A1が SU;りも顕著にひ Fe相を安定化することから、 Si添加量の約 1Z2に設定することとする。また、高濃度な Si, A1が添加される鉄系焼結摺動材料には、オーステナイト相を安定化する Ni: l 5重量％， Mn: 0. 5— 2重量％および Cu : l— 10重量％のうち一種以上を含有させることが好ましい（図 l (a)、（b)、 (c )参照）。

[0067] また、前記境界潤滑下の摺動面温度が 500°Cを越える場合には、摺動面のマルテンサイト相の焼戻し軟ィ匕抵抗性をより高めることが望まれることから、実施形態においては、 500°C以上での焼戻し軟化抵抗性が Sはりも効果的に発現する Mo, W, Vを有効に活用し、 600°Cでの焼戻し処理（lhr)でロックウェル硬さ HRC50以上、好ましくは HRC55以上の硬さが維持できるように、少なくとも Mo : 1. 6 (好ましくは 2)— 6 . 5重量％、 (Mo +W) : 1. 6 (好ましくは 2)— 6. 5重量％のいずれかを前記鉄系焼結摺動材料に含有させ、そのマルテンサイト相中で Mo : 1. 5 4重量％、 (Mo +W ) : 1. 5— 4重量％および V : 0— 0. 6重量％からなる群から選ばれた 1種以上となるように調整した鉄系焼結摺動部材とすることが好ましい。

[0068] なお、マルテンサイト相中の Mo, W濃度は 900 1000°Cの焼入れ温度における M C型炭化物の固溶度を考慮して、最大約 4重量％まで固溶させることができ、 Mo

6

、 Wのマルテンサイト相中の下限濃度は、あえて限定されるものではないが、前記 SK D工具鋼や熱間工具鋼の焼戻し硬さ曲線を参考にして、これらの鋼材の焼戻し軟ィ匕抵抗性以上に改善するために、 1. 5重量％以上が好ましいこととした力 2重量％以上がより好ましい。

[0069] なお、鉄系焼結摺動材料に添加される Mo, Wは分散する Cr C型炭化物中に濃

7 3

縮するので、後述の実施例で求めた Mo， Wの Cr C型炭化物とマルテンサイト相間

7 3

の分配係数 KMo7、 KW7を用いて、前記 Cr C型炭化物の下限分散量と上限分散

7 3

量およびマルテンサイト相中の Moおよび Wの少なくとも一方の下限濃度、上限濃度の関係から Μο : 1 · 6-6. 4重量⁰ /₀、 (Mo +W) : 1. 6— 6. 4重量％と設定されることが好ましい。さらに、マルテンサイト相中の Moおよび Wの少なくとも一方の濃度が 2 一 4重量％と設定して、前記スラスト軸受用に適した Cr C : 10—25体積％ではMo :

7 3

2. 3— 5. 5重量％、前記フローティングシール用に適した Cr C : 20— 40体積％で

7 3

は Mo : 2. 6-6. 4重量％が好ましいこととした力より好ましくは Cr C : 25 40体

7 3

積⁰ /o、Mo : 3. 5—6. 4重量⁰ /₀である。

[0070] 前記 Mo, Wの場合と同様に、 Vについて検討する。マルテンサイト相中の Vは Mo , Wよりも顕著に焼戻し軟ィ匕抵抗性高める元素である力 0. 2-0. 45重量％の Cを固溶するマルテンサイト相中の V濃度は、 MC型炭化物が極めて安定な炭化物である。このこと力ら、 900 1100°Cの温度範囲では 0. 2-0. 6重量⁰ /₀であり、さらに、 Cr C型炭化物中に顕著に濃縮する V濃度を考慮すると、例えば、実施形態の範囲においては 50体積％の Cr C型炭化物が析出する鉄系焼結摺動材料中において

7 3

約 3. 5重量％まで、 MC型炭化物が析出することなく添加される。また後述するように、炭化物が多量に分散するとともに、その強度が劣化することと経済性を考慮して、 5 一 40体積％の Cr C型炭化物が分散する鉄系焼結摺動材料を想定した場合には、

7 3

Cr C型炭化物量に応じて 0. 5-3. 0 (より正確には 2. 9)重量％を添加することが

7 3

好ましレ、。また、マルテンサイト相の焼戻し軟ィ匕抵抗性を顕著に高める Vを最大限に利用するためには、経済性の観点から許される少量の MC炭化物を析出、分散させることが望ましいので、実施形態においては、 MC型炭化物： 5体積％以下を分散させることが好ましいこととし、実施形態の範囲における MC型炭化物中の V濃度が約 45重量％であることを考慮して、 Vの添加量を 5重量以下、より好ましくは 4重量％以下とした。

[0071] さらに、適正な耐摩耗性と強靭性を必要とするスラスト軸受用の鉄系焼結摺動材料としては、前記（Cr C +MC)の総炭化物量を 10— 20体積％分散させることが好ま

7 3

しいので、 C : l . 1一 2· 4重量⁰ /₀、 Cr: 10— 29重量⁰ /₀、 Μο : 1 · 8— 5重量⁰ /₀、V: 1.

1-3. 5重量％であることが好ましぐさらにまた、耐焼付き性を改善する観点からは、 0. 5— 5体積％の MC炭化物を少量分散させ、 (Cr C +MC)型炭化物の総量が

7 3

20— 40体積％とすることがより好ましいので、 C : l . 9一 4重量％、 Cr: 15— 35重量 %、 Mo： 2-6. 4重量％、 V： 2— 5重量％とすることが好ましい。

[0072] さらに、前記スラスト軸受よりも優れた耐摩耗性を必要とするフローティングシールに適用する場合においては、前記鉄系焼結摺動材料の耐摩耗性と耐焼付き性をより高める必要性がある。少なくとも Cが 1. 8-4. 5重量％、 Crが 12— 30重量％、 Vが 3 . 5— 10重量％、 Moが 2 6. 4重量％または Moと Wが総量で 2— 6. 4重量％を含有し、固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％のマルテンサイト相中に Cr C型炭化物

7 3 よりも硬質な MC型炭化物を 5— 15体積％析出分散させた鉄系焼結摺動材料を用いた焼結摺動部材を開発した。前記マルテンサイト相は 0. 2-0. 45重量％の C、 6 . 5— 12重量％の Crを固溶し、 1一 3. 5重量％の Mo、総量で 1一 3. 5重量％の Mo と Wおよび 0. 4-0. 6重量％の Vからなる群から選ばれた一種以上を固溶されることが好ましい。ここで、鉄系焼結摺動材料の強靭性を考慮して、マルテンサイト相中に 10— 35体積％の Cr C型炭化物と 5— 15体積％MC型炭化物を総炭化物量で 15

7 3

一 40体積⁰ /₀析出分散させるものとし、さらに、 Si, Mn, Ni, P, S, B, N, Co, Cu, A 1等の合金元素の一種以上を含有させることが好ましいが、鉄系焼結摺動材料の強靭性を改善する観点からは総炭化物量を 15— 30体積％に設定することがより好ましレ、。

[0073] なお、（V+Ti)添加による MC型炭化物の下限分散量は、後述する高速度鋼における平均値の 5体積％とし、さらに、その上限分散量としては、経済性を考慮して 15 体積％と設定した。とりわけ、 Cr C型炭化物と共存させて MC型炭化物を分散させ

7 3

る場合には、 Cr C型炭化物に Vが高濃度に濃縮するので、経済的な観点からは Cr

7 3

C型炭化物を 10— 25体積％に制限し、さらに、鉄系焼結摺動材料の強靭性を確

7 3

保する観点から、少なくとも C : l . 8-3. 7重量％、¥: 3. 7— 9重量％、1^0 : 2. 5— 5. 5重量％、 (Mo +W) : 2. 5-5. 5重量％を含有し、炭化物総量を 15— 30体積

%に調整することが好ましい。

[0074] また、 MC型炭化物を顕著に形成する Ti、 Zr, Nb, Hf等の合金元素は、そのマルテンサイト相中にほとんど固溶状態に無ぐ全量が MC型炭化物として分散すると近似される。また、極めて高価な元素類で、多量に添加することが経済的ではなレ、。これらのことから、その添加量を 3重量％以上として、かつ、 TiC, ZrC, NbCの化学量論組成から計算される炭素量 (重量％)を添加して、適正炭素添加濃度を調整することが好ましい。

[0075] なお、鉄系焼結摺動材料の鉄系裏金への焼結接合は、ほぼ 1150—1220でで実施され、この焼結接合近傍の温度から直接的にガス冷却による焼入れを実施しても、マルテンサイト相中における固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％に調整されている限り、問題はない。焼入れ温度が高いほど、マルテンサイト相中の V, Mo, W濃度がより大きくなり、焼戻し軟化抵抗性に好ましい。

[0076] なお、マルテンサイト相の 600°Cでの焼戻し軟化抵抗性は、ロックウェル硬さ HRC で表記する焼戻レメータ AHRCと各マルテンサイト相中の合金元素濃度と次式の関係で改善される。従って、例えば、 SKD1 (2. 02重量％〇， 0. 34重量％31, 13 . 03重量％Cr, 0. 04重量％¥)の 600°C焼戻し硬さ（約 HRC43)を基準にして、△ HRCが 7以上、より好ましくは 12以上になるようにマルテンサイト相中の各合金元素濃度が調整されることが好ましレ、。

△HRC = 0. 5 X (H X MoMar+ 7. 5 XWMar + 25. 7 XVMar + 5. 8 X SiMar + 5. 8 X SiMar)

例えば、 AHRC≥12の条件を達成するためには、 Mo、 W, Vの単独添加ではマルテンサイト相中の各合金元素は 2. 2重量％Mo以上、 3. 2重量％以上、 0. 93重 i%V以上を必要とし、前記最大固溶 V濃度:約 0. 6重量％であることから、 Mo, W の添加なぐ Vの単独添加だけでは焼戻し軟化抵抗性の改善が不十分となり、少なくとも Moの複合添加によつてマルテンサイト相中の Mo濃度を 1重量％以上に調整しておくことが必要となることがわかる。

なお、 MC型炭化物を Cr C型炭化物とともに分散させる場合の鉄系焼結摺動材

7 3

料の適正炭素量が修正されることは前述した力 S、添加される Cr， Mo, Wも MC型炭化物に顕著に濃縮する。このことから、前述の各合金元素の MC型炭化物とマルテンサイト間の分配係数を用いて、適正なマルテンサイト相中の各合金元素濃度を調整するための鉄系焼結摺動材料に添加される Cr, Mo, Wの適正な添加量を計算すること力 Sできる。 MC型炭化物中には Mo, W, V, Crが極めて高濃度に濃縮することから、単純な分配係数を用いるだけではその正確性が十分でなレ、。従って、 MC型炭化物は (V, Mo, W, Cr) C型の複合炭化物として析出し、その炭化物の組成は、 (

4 3

V + Mo+W + Cr) : 80重量，〇：15重量％, (Fe + Mn +等）： 5重量％力ほぼ構成されているものとし、 MC型炭化物中の V, Mo, W, Crの各濃度は、それぞれの合金元素の MC型炭化物とマルテンサイト間の分配係数（KVM/C = 119, KMoM /C = 3、 KWM/C = 8. 2、KCrMZC = 3. 8)で定まる濃度比率で、それらの合金元素の総量が 80重量％となるように修正を行うこととする。例えば、 VMC重量％ = (VMar X KVMC/ ( (VMar X KVMC + CrMar X KCrMC + MoMar X KMo MC + WMar X KWMC) /0. 8)と計算されるものと修正される（簡単のため、ここでは KXM/Cを KXMCと略記する）。例えば、後述する図 21中に記載の No. 32の M C炭化物の近似的なマルテンサイト組成（2. 0重量％1^0、 2. 0重量％， 4. 5重量 %Cr， 0. 45重量％ )から、マルテンサイト相中に分散する MC型炭化物の計算組成は、 46. 0重量％一 5. 2重量％Mo— 14. 1重量％^¥— 14. 7重量％〇1：と計算され、後述する図 21中に記載の分析結果とよく一致することから、この修正が好ましい方法であることがわかる。

高硬度な SKH2 (T1)、 SKH10 (T15)、 SKH54 (M4、 M6)、 SKH57等の高速度鋼は、多量の W， Moを含有し、 1200°C以上の焼入れ温度から焼入れ処理と二回以上の焼戻し処理 (約 550 580°C)を施して、残留オーステナイト相をほぼ完全に分解して、そのロックウェル硬さが HRC65以上となるように、固溶炭素濃度を 0. 5— 0. 6重量％に調整されて使用される。前記高速度鋼は、顕著な焼戻し軟化抵抗性を発現させるために、固溶（Mo + W+V) : 5 10重量％、固溶 Cr: 3. 5-4. 5重量％の高合金マルテンサイト相中に 5 12体積％の Fe Mo C, Fe W Cの結晶構造を

3 3 3 3

基本とする M C型炭化物と 1一 9体積％の V Cの構造を基本とする MC型炭化物の

6 4 3

総炭化物量が 7 12体積％分散されている材料 (参照文献:佐藤、西沢、「日本金属学会会報」2 (1963)、？564. )である。このため、前記高 Cr系工具鋼と同じく耐ヒ一トクラック性が十分でなぐまた、前記フローティングシールなどに適用する場合には、炭化物が少ないために、耐焼付き性と耐摩耗性が十分でない問題がある。そこで本発明においては、前記 Cr C型炭化物と MC型炭化物をマルテンサイト相中に

7 3

分散させた適正な炭素と合金元素添加量の決め方と同様の手法によって、 M C型

6 炭化物を多く分散させた場合の適正な炭素および合金元素の添加量を設定する必要がある。そこで本発明は、 900— 1000°Cの Fe_C_Mo系の状態図（後述の図 16 参照）を参照しながら、固溶炭素濃度が 0. 2— 0. 45重量％のマルテンサイト相中に M C型炭化物が分散する鉄系焼結摺動材料における Mo添加量に対する適正な炭

6

素量が、

0. 043 X (Mo重量⁰ /₀)≤ (C重量⁰ /o)≤0. 038 X (Mo重量⁰ /₀) +0. 36

を満足させるものと近似して表記され、また、前記 Fe_C_Mo系と同様に、 Fe-C-W 系状態図（後述の図 17を参照）につレ、て検討すると、オーステナイト（ γ )と M C炭化

6 物の二相領域を構成する Tie Line A， Tie Line Bの勾配がほぼ Fe— C— Mo系状態図（図 16)の Tie Lineの勾配の約 1/2に相当し、かつ、 M C型炭化物のォー

6

ステナイトへの固溶度がほぼ等しく近似できることから、 Moと Wが同時に添加された場合の鉄系焼結摺動材料のマルテンサイト相中の固溶炭素濃度を 0. 2— 0. 45重量％に調整するための適正炭素量が、

0. 043 X (Mo重量％ + 0· 5 重量％)≤ (〇重量％)≤0. 038 X (Mo重量％ + 0. 5 XW重量⁰ /₀) +0. 36

を満足させ、かつ、 M C型炭化物が 5 40体積％を分散され、（Mo + 0. 5 X W)が

6

4. 5— 30重量％を含有する鉄系焼結摺動材料を開発した。なお、本発明の鉄系焼結摺動材料は、少なくとも Cが 0. 6- 1. 9重量％、 Crが 1一 7重量％、 Vが 0 3重量 %および Moが 3. 5重量％以上で、（Mo + 0. 5 XW)が 4. 5 30重量％ (または、（ Mo + W)が 6— 30重量％)含有し、固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％ (好ましくは、固溶 Mo濃度が 2 4重量％および固溶 (Mo+W)濃度が 2 4重量％、固溶 Cr濃度が 1一 7重量％、固溶 V濃度が 0 0. 6重量％)のマルテンサイト相中に 5体積％以上（好ましくは 5 40体積％)のM C型炭化物と 5 40体積％の MC型炭化物が

6

、分散した糸且織力らなり、さらに、 Si, Mn, Ni, P, S, N, B, Ti, Co, Cu, Alの一種以上の合金元素が必要に応じて含有されてなる鉄系焼結摺動材料が高強度、高靭性な鉄系裏金に焼結接合されてなる複層焼結摺動部材を開発した。

[0079] また、 MC型炭化物の分散量に応じた炭素添加量の修正量や合金元素添加量は前記の方法に従って設定されるので、固溶炭素濃度が 0. 2— 0. 45重量％のマルテンサイト相中に M C型炭化物と MC型炭化物が分散する鉄系焼結摺動材料におけ

6

る Mo、 W添加量に対する適正な炭素量が、次式を満足させることは明らかである。

0. 043 X (Mo重量％ + 0· 5 重量％) + 14 X MC炭化物の体積分率≤ (C重量 %)≤0. 038 X (Mo重量⁰ /_ο + 0· 5 X W重量⁰ /₀) +0. 36 + 14 X MC炭化物の体積分率

[0080] なお、前記 Cr C型型炭化物と MC炭化物を析出分散した鉄系焼結摺動材料のよ

7 3

り正確な組成検討と同様な検討が必要である。本実施例での M C型炭化物の体積

6

分率 fM Cと M C炭化物の炭素濃度 CM C (重量％)とを記述すると、鉄系焼結摺動

6 6 6

材料の適正炭素量が、マルテンサイト相の固溶炭素濃度 0. 2、 0. 45重量％を用いて、次式の関係で表示される。

0. 2 X (1-fM C-fMC) + CM C X fM C+ 14 X fMC≤ (C重量⁰ /₀)≤0. 45 X (1 -fM C-fMC) + CM C X fM C + 14 X fMC

6 6 6

さらにまた、前記の耐ヒートクラック性を高めるために、マルテンサイト相の上限固溶炭素濃度を 0. 35重量％とする場合には、 0. 35重量％を上式に当てはめて使用することが好ましい。

[0081] なお、 M C型炭化物の炭素濃度（CM C)は、 M C型炭化物中の Mo, Wの含有

6 6 6

割合に応じて変化するものであるが、後述の実施例の結果から、 M C炭化物とマル

6

テンサイト相間の Mo, Wの分配係数が KMo6 KW6と近似されることがわかったので、次式のように近似されるものとした。

CM C = 0. 91 X (Mo重量％/ (Mo重量％+W重量％) ) + 1. 74

6

[0082] なお、 M C炭化物とマルテンサイト相間の各合金元素の分配係数は、 KMo6 = 20

6

、 KW6 = 23、 KV6 = 5. 7, KCr6 = 0. 95, KSi6 = 2. 3， KA16 = 2. 3, KNi6 = 0 . 4, KCo6 = 0. 5、 KP6 = 2と実測される。従って、これらの分配係数を用いて前記鉄系焼結摺動材料に対する場合と同様に適正な合金元素の添加量が計算される。さらに、前記 MC型炭化物中の合金元素濃度を修正するのと同様に、 M C炭化物中

6 の Mo， W濃度が高ぐ Fe Mo Cでは 58重量％Mo， Fe W Cでは 70重量％まで

3 3 3 3

固溶することから、 Moと Wが共存する場合には、 MoM C/ (MoM C + WM C)の

6 6 6 比率に応じて（MoM C+WM〇）重量％を計算することが好ましい。

6 6

[0083] また、耐ヒートクラック性と強靭性を重視した鉄系焼結摺動材料としては、前記マルテンサイト相中の上限固溶炭素濃度を 0. 35重量％として、 M C型炭化物が 5— 20

6

体積％、 MC型炭化物が 5体積％以下、総炭化物量が 10— 25体積％分散されていることが好ましぐ複層スラスト軸受 (スラスト軸受）に好適である。より優れた耐焼付き性と耐摩耗性を必要とする前記フローティングシール等に適用する鉄系焼結摺動材料としては、 M C型炭化物が 15 40体積％、 MC型炭化物が 5体積％以下とし、総

6

炭化物量が、前記高速度鋼よりもより多い、 20— 40体積分散されていることが好ましレ、。

[0084] 前記のように、高速度鋼は、焼入れ状態では 20体積％以上の残留オーステナイト相が残留するために、 550 580°Cでの 2回以上の焼戻し処理によって、残留ォーステナイトを分解するとともに、焼戻し二次硬化によって HRC65以上に顕著に硬化された状態で使用される。このため、フローティングシールに適用する場合、摺動面間の初期馴染み性不良による油洩れや焼付きが多発する問題がある。本発明においては、前記馴染み性改善による耐焼付き性と 0. 3— 2. Omm程度の適正なシール幅とを確保するために、焼戻し処理後においても、残留オーステナイトがマトリックス中に 5体積％以上、より好ましくは 10 40体積％分散させることとするが、 40体積％以上の残留オーステナイトが存在する場合には、耐摩耗性が劣化するため、その上限値を 40体積％とした。

[0085] また、前記適正な残留オーステナイト量を確保するために，従来の高速度鋼では添カロされない Niが 1一 5重量％、 Mnがー 2重量％、 Cuがー 10重量％の一種以上が添カロされることとした。

[0086] また、前記フローティングシールは前述のように籾摺り状態においても十分なシール性を確保するために、適正なシール幅が確保される鉄系焼結摺動材料を選定すること力 S重要である。シール幅が狭すぎる場合には、シール性が確保されないだけでなぐシール面での摺動面圧が高くなつてシール面の焼付き、ヒートクラックを顕著に発現する。またさらに、シール幅が広すぎる場合には安定したシール性が確保される力シール面内の潤滑性が極めて過酷になるために、シール面の焼付き、ヒートクラックを顕著に発現する。このような問題があるので、従来のシール材料においてもそのシール幅が 0. 3— 2mmになるように選定されており、本発明においては、シール面間の潤滑性を改善する方策を提供している。

[0087] なお、本発明におけるマルテンサイト相中の固溶炭素濃度の調整方法としては、従来組成の高速度鋼の熱処理データ (佐藤、西沢、「日本金属学会会報」 2 (1963)、 P 564. ) ίこ基づレヽて、焼人れ温度を 900一 1150。C、より好ましく fま 900一 1000^oC (こ設定し、焼入れ処理を施す方法を用いている。

[0088] 前記のように鉄系焼結摺動材料中においては、 Cr C型炭化物を分散させないた

7 3

めに、その Cr添力卩量を 1一 7重量％に制限している。その際のマルテンサイト相中の Cr濃度もほぼ 1一 7重量％になっており、 Cr濃度が高いほど耐食性に優れる。前述のように、高い焼戻し軟化抵抗性を重視する場合には、本出願人が特願 2002—380 203号で開示するように、マルテンサイト相中の Cr濃度が 3. 5重量％以上になると焼戻し処理によって Cr C型炭化物が析出して、 Mo, W, V等による焼き戻し軟化抵

7 3

抗性を劣化させることから、マルテンサイト相中の上限の Cr濃度を 3· 5重量％とすることが好ましぐ下限の Cr濃度は焼入れ硬化性を考慮して、 1重量％とすることが好ましレ、。なお、焼入れ性の確保は、マルテンサイト相中の Ni， Mn， Moによっても十分調整されるものである。また、耐食性はマルテンサイト相中の Cr濃度が 1重量％であつても、 Cr以外の Mo， Ni, Cu, P， Si, Alの添加によって十分改善されるものである。例えば、従来からフローティングシールとしての耐食性に問題の無い二ハード錡鉄のマルテンサイト相組成は約 5重量％1^— 1重量％〇で一 1. 5重量％≤1である。

[0089] また、 M C型炭化物が 40体積％分散し、 MC型炭化物 (V C )が析出しなレ、焼結

6 4 3 摺動材料に添加される最大 V添カ卩量は、 1. 2重量％はり正確には 1. 15重量％)である。前記 Cr C型炭化物が 40体積％分散し、 MC型炭化物 (V C )が析出しない

7 3 4 3

焼結摺動材料に添加される最大 V添加量と比べた場合、本発明は、 Vがより経済的にマルテンサイト相の焼戻し軟ィヒ抵抗性を高める鉄系焼結摺動材料として適していること力わ力る。

[0090] またさらに、 Vの焼戻し軟化抵抗性改善効果を最大限に利用する観点から、 M C

6 型炭化物を 5， 15, 30、 40体積％分散させて、 MC型炭化物を分散させない場合の V添加量はそれぞれ 0· 5、 0. 7、 1. 0、 1. 2重量⁰ /₀である。さらに、 5体積⁰ /₀の MC型炭化物を分散させる場合の V添加量は 2. 2-4. 5重量％と計算されることから、本発明における Vの適正添カ卩量は、 0. 5— 4. 5重量％であることが好ましい。また、前記スラスト軸受に適用する、 M Cが 5— 25体積％、 MCが 5体積％以下で総炭化物量

6

が 10— 25体積％分散された鉄系焼結摺動材料においては、 Cが 0. 6— 1. 6重量 %、 Crが 1一 3重量％、 Moが 7. 5重量％以上で（Mo + W)が 7. 5 15重量％、 V が 0. 9 4重量％である。そして、フローティングシール用に適用する、 M Cが 20—

6

40体積％、MCが 1一 5体積％で総炭化物量が 20 40体積％分散された鉄系焼結摺動材料においては、 Cが 0. 8- 1. 9重量％、 Crが 1一 3. 5重量％、 Moが 13重量 Q/o以上で（Mo + W)が 13— 25重量％、 Vが 1. 3 4. 5重量％であることが好ましい

[0091] マルテンサイト相中の Cr濃度が 3. 5重量％以下の場合の焼戻し軟化パラメータ△ HRCがマルテンサイト相中の各合金元素 Xの濃度 (XMar重量％)によって次式で記述される（特願 2002-380203号）。

△HRC = 2. 8 X CrMar+ 11 X MoMar+ 7. 5 XWMar + 25. 7 XVMar + 5. 8 X (SiMar+AlMar)

600°Cでの焼戻し（lhr)処理で HRC50以上、より好ましくは HRC55以上の硬さを確保するためには AHRCが 27以上、および 31以上であることが必要である。そして、 MoMarが 2 4重量⁰ /₀、（MoMar + WMar)が 2— 4重量⁰ /₀、 CrMarが 1一 3. 5重量％、 VMarが 0 0. 6重量％、 Siが 0— 7重量％、 A1が 0 4重量％の範囲でその条件を検討することができる。前述したように（SiMar+AlMar)を 1. 5重量％以上添加した場合には、 Mo, W, Vの焼戻し軟ィ匕抵抗性の改善効果を減じるので、本発明の鉄系焼結摺動材料においては、（Si重量 +八1重量％)を 0. 5-1. 5重量％以下で調整されることが好ましい。前記残留オーステナイト相の確保、焼入れ性の改善、耐食性の改善で添加される Niと A1が共存した場合においては、顕著な時効硬化性を示し、焼戻し軟化抵抗性が改善されるので、 A1を添加する鉄系焼結摺動材料においては、 Niを強度添加することが望ましい。

[0092] さらに、多量の M C型炭化物を分散させる鉄系焼結摺動材料は、多量の Mo, Wを

6

使用することから、より経済的な Moと Wの添加方法を検討する。 M C型炭化物の析

6

出量に対する高価な W添加の影響は Mo添加のそれと比べて約 0· 8倍、そして焼戻し軟化抵抗に対する影響度の Moとの比率は約 0. 7倍であり、さらに、 MC型炭化物が共存して分散する場合には、 MC型炭化物中に Wが Moよりも多く濃縮しやすレ、。これらのことから、 Wよりも Moを主体に添カ卩することがより経済的であり、かつ焼結性の観点からも、本発明においては、 Wを添加しないことがより好ましいが、焼結用粉末の巿場における入手性を考慮すると、従来の Mo型高速度鋼中の W添加量（7重量％)よりも多くの Wを添カ卩することは経済的でない。

[0093] また、前述したように鉄系焼結摺動材料をフローティングシールに適用する場合には、より耐摩耗性と耐焼付き性を改善する観点から、 MC型炭化物を高体積％(5 1 5体積％)で分散させることが好ましぐかつ総炭化物量を 20— 50体積％に高めることが好ましレ、。そこで、少なくとも Cが 1. 3 3重量％、 Crが 1一 5重量％、 Vが 3— 12 重量％、および、 Moが 10重量％以上で（Mo +W)が 10— 23重量％を含有し、力つ固溶炭素濃度が 0. 2— 0. 45重量％のマルテンサイト相に 15— 35体積％の M C 型炭化物と 5— 15体積％の MC型炭化物が分散した組織 (総炭化物量 20— 40体積 %)からなり、さらに、 Si, Mn, Ni， P， S, B, N, Ti, Co, Cu, Al等の合金元素が含有され高硬度な鉄系焼結摺動材料を焼結接合した複層焼結摺動部材を開発した。

[0094] 上述したように、 Mo, Wを主体にした鉄系焼結摺動材料を焼結接合した複層焼結摺動部材では、 Cr C型炭化物を主体に分散させた鉄系焼結摺動材料にくらべて経済的ではない。そこで、鉄系焼結摺動材料に、少なくとも Cが 0. 8-3. 4重量％、 Cr 力 28重量％、 Moが 5重量％以上で、（Mo +W)が 5— 18重量％、 Vが 5重量％以下含有し、固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％のマルテンサイト相中に、耐摩耗性に優れた C型炭化物を 5 25体積％、 MC型炭化物を 5体積％以下、耐焼付き性に優れた M C型炭化物を 5 25体積％分散させ、前記マルテンサイト相の総炭ィ匕物量力 0— 40体積⁰ /₀であり、さらに、 Si, Mn, Ni, P, S, B, N, Ti, Cu, Co, Al などの合金元素の一種以上が必要に応じて含有されてなる鉄系焼結摺動材料が高強度な鉄系裏金に焼結接合されてなる複層焼結摺動部材を開発した。

[0095] さらに、前記フローティングシール用鉄系焼結摺動材料としては、 Cr C型炭化物力 S 10— 25体積％、 MC炭化物が 0. 5— 5体積％と耐焼付き性に優れた M C型炭化物が 10— 20体積％とし、分散させる総炭化物量を 20— 40体積％とする。このような鉄系焼結摺動材料には、少なくとも Cが 1. 34-3. 4重量％、 Crが 11一 28重量％、 Moが 8重量％以上で（Mo +W)が 8— 16重量％、 Vが 1一 5重量％含有することが好ましレ、。また、前記スラスト軸受用鉄系焼結摺動材料としては、 Cr C型炭化物が 5 一 10体積％、MC型炭化物が 0. 5— 5体積％と耐焼付き性に優れた M C型炭化物力一 10体積％とし、分散させる総炭化物量を 10 20体積％とする。このような鉄系焼結摺動材料には、少なくとも Cが 0. 8-2. 0重量％、 Crが 9一 20重量％、 Moが 4. 5重量％以上で（Mo +W)が 4. 5 12重量％、 Vが 1一 4重量％含有することが好ましい。

[0096] 前記の（Cr C型炭化物 + M C型炭化物）を含有し、固溶炭素量が 0. 2-0. 45 重量％のマルテンサイト相からなる鉄系焼結摺動材料中の適正炭素濃度（〇重量％ )は、 Crの KCr6 1と近似できることから、下記式

0.043X (Mo重量⁰ /₀ + 0.5XW重量⁰ /_o)+2X0.085 X (Cr重量⁰ /₀_6.5)≤ (C 重量⁰ /₀)≤0.038X (Mo重量⁰ /₀ + 0.5XWfii%) +0.33 + 2X0.085 X (Cr 重量％— 6.5)

の関係を近似的に満足することが好ましい。

さらに、より正確には、鉄系焼結摺動材料の適正炭素濃度範囲は、下記式 0.2X (1-fCr C _fM C-fMC) +8.7XfCr C +2.65XfM C + 14XfMC≤

7 3 6 7 3 6

(C重量⁰ /o)≤0.45 X (1-fCr C _fM C-fMC) +8.7XfCr C +CM CXfM C

7 3 6 7 3 6 6

+ 14XfMC

で記述され、適正な各合金元素の添加量も前記した関係式によって算出されることが好ましい。

[0097] さらに、本発明における Cr, Mo, W, V等の添加量は、 CrMarが 6.5 12重量％、（MoMar+WMar)が 2— 4重量％、 Vが 0— 0.6重量％の範囲で適正な fCr C ,

7 3 fM C, fMCの炭化物量を設定することによって、前記計算方法から算出される。

6

[0098] なお、鉄系焼結摺動材料の原料粉末の入手性を考慮し、その経済性を考慮した場合においては、前述した原料粉末を所定の割合で混合して使用することが好ましい。さらに、鉄系焼結摺動材料のベース合金鋼粉末に、 Cr, Mo, W, V粉末や高合金粉末を添加して組成調整することによって、平均粒径 40 _β m以上に粗大化させた Cr C型炭化物、 M C型炭化物および MC型炭化物を容易に析出させることができ、

7 3 6

耐摩耗性と耐焼付き性を改善するために、これら粗大炭化物の 1種以上を 3体積％以上析出分散させることが好ましレ、こととした。

[0099] 前述した鉄系焼結摺動材料の耐摩耗性と靭性をより改善するために、少なくとも C が 0.8-3.4重量％、 Crが 9一 28重量、 Moが 5重量％以上で、（Mo+W)が 5— 1 8重量％、 Vが 0— 5重量％含有して、固溶炭素濃度が 0.2-0.45重量％のマルテンサイト相中に 5 25体積％の Cr C型炭化物と 5— 25体積％の M C型炭化物お

7 3 6

よび 0— 5体積％の MC型炭化物が総炭化物量で 10 40体積％析出分散され、さらに、 Si， Mn， Ni, P， S, B， N， Ti， Cu、 Co, Alなどの合金元素の一種以上が必要に応じて含有されてなる鉄系焼結摺動材料が高強度な鉄系裏金に焼結接合されてなる複層焼結摺動部材を開発した。

[0100] また、前述した鉄系焼結摺動材料の耐摩耗性をより改善し、前記フローティングシール用鉄系焼結摺動材料として適用するために、 10— 25体積％の Cr C炭化物、 0.

7 3

5— 5体積％： MC炭化物と、耐焼付き性に優れた 10— 20体積％の M C炭化物とし

6

て分散させる総炭化物量で 20 40体積％が分散する鉄系焼結摺動材料として、少なくとも Cが 1. 34-3. 4重量％、 Crが 11一 28重量⁰ /₀、 Moが 8重量％以上で（Mo +W)が 8— 16重量％、 Vが 1一 5重量％を含有することが好ましぐまた、前記スラスト軸受用鉄系焼結摺動材料としては、 5— 10体積％の Cr C炭化物、 0. 5— 5体積

7 3

%の MC炭化物と、耐焼付き性に優れた 5 10体積％の M C炭化物として分散させ

6

る総炭化物量で 10 20体積％が分散する鉄系焼結摺動材料として、少なくとも Cが 0. 8— 2重量％、 Crが 9一 20重量％、 Moが 4. 5重量％以上で（Mo +W)が 4. 5 12重量％、 Vが 1一 4重量％を含有することが好ましいこととした。

[0101] 前述した鉄系焼結摺動材料の耐摩耗性をより改善するために、少なくとも Cが 1. 5— 3. 2重量％、 Crが 7— 25重量、 Moが 3. 5重量％以上で、（Mo + W)が 5— 15重量 %、 Vが 3— 8重量％含有して、固溶炭素濃度が 0. 2— 0. 45重量％のマルテンサイト相中に 5— 20体積％の Cr C型炭化物と 5— 20体積％の M C型炭化物および 5

7 3 6

一 15体積％の MC型炭化物が総炭化物量で 15— 50体積％析出分散され、さらに、 Si, Mn, Ni, P, S, B, N, Ti, Cu、 Co, Alなどの合金元素の一種以上が必要に応じて含有されてなる鉄系焼結摺動材料が高強度な鉄系裏金に焼結接合されてなる複層焼結摺動部材を開発した。なお、強靭性を改善するには総炭化物量が 15— 35 体積％に調整されることがより好ましい。

[0102] さらに、前記鉄系焼結摺動材料中に含有される Ni、 Mn, Cuは、前述のように、ォーステナイト安定化元素であって、焼入温度の低温度化に有効であり、かつ焼結性を高め、さらに、残留オーステナイト相を鉄系焼結摺動材料中に形成させ、摺動面における馴染み性を改善し、ヒートクラックの発生を抑制し、焼付き性の改善などに寄与する。しかし、過剰な添カ卩は残留オーステナイトの増加による耐摩耗性の劣化に繋がることや、 Niは高価な元素であることから 1一 5重量％を添カ卩量範囲とし、 Mnは焼結性を阻害し易い元素であることから 1一 2重量％を添カ卩量範囲とし、さらに、 Cuは焼結性を高める元素として 0— 10重量％を添加量範囲とする。

[0103] また、 Niは Al、 Moとの共存によって焼戻し処理によって時効硬化性を示し、さらに、 Cuを共存添加させることによってその時効硬化性が促進されるので、これらの合金元素を積極的に添加することが好ましい。

また、 Coは 2— 12重量％の添カ卩により、マルテンサイト母相の磁気変態温度を高めてマルテンサイト相の焼戻し軟ィ匕抵抗性を高め、また、前記のように Siは 0. 5-3. 5重量％、八1は0. 2-2. 0重量％の添加により、マルテンサイト相の焼戻し軟化抵抗性を高めるが、 Siは Mo， W, Vの焼戻し軟ィ匕抵抗性を低減する作用があるので、 1. 5重量％以下の範囲で使用されることが好ましい。

具体的には、 1一 5重量％の Ni、 1一 2重量の Mn、 2 12重量％の Coおよび 0. 2 一 1. 5重量％の A1からなる群から選ばれた 1種以上を含有する鉄系焼結摺動材料を用いることが好ましい。

[0104] 前述した鉄系焼結摺動材料が高強度な鉄系裏金に焼結接合されてなる複合焼結摺動部材においては、その鉄系焼結摺動材料は、少なくとも相対密度で 95%以上に緻密化されて、ガスもしくは潤滑油の洩れが無ぐかつ焼入れ後に HRC55以上に硬質化されるとともに、前記裏金に十分強固に接合されていることが好ましい。そこで、その焼結接合過程において十分な液相成分を発生させる 0. 1-1. 5重量％の Pと 0 . 01— 0. 2重量％の8のうち一種以上を添加し、 Fe P, Cr P, FeMoP, V Pおよび

3 2 2

FeTiPからなる群から選ばれた 1種以上の化合物を 10体積％以下分散させた鉄系焼結摺動材料を焼結接合した複層焼結摺動部材を開発した。

[0105] なお、 Pの添力卩は鉄系焼結摺動材料の緻密化と焼結接合性の改善に有効であって、焼結性の改善がより明確に現れる 0. 1重量を下限添加量とし、 0. 5重量％以上の添カ卩によって、 Cr P， FeMoP, V P， FeTiP等の燐化物が析出分散し、耐焼付き性

2 2

が改善されるが、過剰な P添カ卩は脆弱化の原因となる。このことから、 1. 5重量％を P の上限添加量とする。

また、 Pと同様に、鉄系焼結摺動材料の緻密化と焼結接合性の改善に Bの添加が有効であるが、 0. 2重量％以上の添加によって脆弱化しやすい。このことから、適正な B添加範囲は 0. 01-0. 2重量％とする。 [0106] さらに、同様の焼結接合性を改善する観点と、前記耐ヒートクラック性を向上させる観点から、前記鉄系焼結摺動材料中に軟質な Cu基合金相を粒状に 1一 10体積％分散させ、摺動面における馴染み性を高め、さらに、摺動中に局部的なオイルポケットが形成され易くした複層焼結摺動部材を開発した。

[0107] なお、 Cu基合金としては、摺動特性を改善する観点から、 Sn, Al, Si, P, Fe， Ni , Tiの一種以上が総量で 5 15重量％含有されることが好ましい。

[0108] さらにまた、 Mo金属粒子、 W金属粒子および黒鉛粒子の少なくとも一つが 1一 10 体積％で分散され、前記一つが前記 Cu又は Cu合金相で囲まれていることによって、 Mo, W金属固有の固体潤滑性の発現による鉄系焼結摺動材料の耐焼付き性を改善した複層焼結摺動部材を開発した。

[0109] なお、 Moおよび Wの少なくとも一方の金属相粒子と Cu粒子もしくは Cu合金粒子と共存させる理由は、 Moおよび Wの少なくとも一方の金属粒子が、焼結接合時に鉄系焼結摺動材料と反応することを防止するためである。その際の鉄系焼結摺動材料においては、あら力じめ Cu成分が飽和状態に近い状態に調整されていることが好ましいが、鉄系焼結摺動材料と部分的に反応した場合においても、 M C型炭化物、 M

6

o C炭化物および MC型炭化物 (WC)のうち少なくとも一つが耐摩耗性の改善につ

2

な力 Sることで選定されるちのである。

[0110] さらにまた、前記高密度に焼結接合された鉄系焼結摺動材料の摺動面に、平均粒径が 0. 03— 3mmの閉塞化された気孔を 1一 10体積％分散形成させ、摺動面における潤滑性を改善したことを特徴とする複合焼結摺動部材を開発した。前記気孔がオイルポケットとして有効作用し始める気孔量を 1体積％とし、気孔量が多すぎると鉄系焼結摺動材料が弱くなるので、その上限量を 10体積％とする。なお、含油軸受の摺動面における気孔量を参考にすると、 3— 10体積％の範囲に気孔量を調整することがより好ましい。また、上記気孔の平均径は複層焼結摺動部材としての用途によつてコントロールされるものである。例えば前記複層フローティングシールにぉレ、ては、そのシール面幅の約 1/2幅程度に調整され、より具体的には lmm以下、より好ましくは 0. 5mm以下に調整されることが好ましい。

[0111] なお、上記サイズの閉塞気孔を形成させる方法としては、適当なサイズの SiOや N i酸化物粒子、 Co酸化物粒子、 Cu酸化物粒子、 Fe酸化物粒子、 Mo酸化物粒子、 W酸化物粒子（中空粒子、造粒粒子でも可)等を前記鉄系焼結摺動材料用原料粉末に適正量配合して成型し、焼結時にそれらの酸化物粒子を炭素還元し、残留成分を鉄系焼結摺動材料中に固溶させることによって、容易に気孔を形成させることができる。また、平均粒径 0. 1 lmmの SiC、 Cu、樹脂等をあらカ^め混合、成型し、焼結過程において焼結摺動材料中に固溶させる、もしくは消失させることによって形成させることもできる。前記 SiO 、 Cu,樹脂は短繊維状に加工しやすい素材であって、

2

これら短繊維を使った気孔形成であってもよいが、これらの気孔が前記閉塞気孔化していることが必要である。

[0112] さらに、前記閉塞気孔を分散させることは、製造コスト上割高になりやすいことや偏祈によって均一分散性の確保が難しぐ前記鉄系焼結摺動材料の強度低下をきたしやすい。そこで、前記鉄系焼結摺動材料混合粉末の成形品の、少なくとも摺動面において 3— 10面積％の凹部状のオイルポケットを形成させ、焼結接合した複層焼結摺動部材を開発した。また、前記複層フローティングシールにおいては、上記凹部の大きさは、前記シール幅を横断して油漏れを引き起こさない大きさであって、約シール幅の 1/2以下もしくはシール幅方向（シール面の幅方向）において lmm以下、より好ましくは 0. 5mm以下とする。

[0113] さらに、炭化物形成元素としての Zr, Nb, Hf, Ta等やその他 Ca, S, Nも必要性の範囲で添加しても良い。

[0114] なお、前記鉄系焼結摺動材料は、焼結接合温度から 1100°C以下、好ましくは、 90 0— 1000°Cの焼入れ温度に降温して、ガス焼入れされて使用されるものである。マルテンサイト相の靭性と曲げ強度を回復させるためには、 150— 600°Cでの焼戻し処理が施された焼戻しマルテンサイト相として使用されることが好ましい。

また、 550 580°Cの高温焼戻し処理による焼戻し二次硬化によって HRC65以上に硬化する場合には、前記フローティングシールにおいて、初期馴染み性が悪ぐ初期の油洩れが発生しやすい。このことから、本発明においては、焼戻しの上限温度を 500°C以下に設定することが好ましい。したがって、本発明の製造方法としては、焼結接合後、 900— 1100°Cに炉内で降温保持した後にガス冷却してマルテンサイト相を形成させ、その複層焼結摺動部材を 150— 500°Cで一回の焼戻し処理を施すこと力り経済的に好ましい。

[0115] 前述した鉄系焼結摺動材料中の炭化物量が 5体積％以上に増量されるにつれて、その焼結摺動材料の耐摩耗性と耐焼付き性が改善される。但し、その炭化物の増量につれて強度の劣化と靭性の劣化が避けられない問題となり、前述のように偏荷重の力かり易いスラスト軸受にとつてはとりわけ曲げ強度とその最大たわみ量が重要であり、 400MPa以上の曲げ強度（200MPa以上の接合面における破断強度）とその破断時の最大たわみ量 0. 4mm以上を確保することが望まれる。このこと力、前述の鉄系焼結摺動材料中の炭化物総量が 30体積％以下になるように調整され、かつ、前述の焼入れした鉄系焼結摺動材料は 100 600°Cの一回の焼戻し処理が施されることが好ましぐ炭化物総分散量を 20体積％以下にすることがより好ましぐ経済的である。

[0116] また、前記鉄系焼結摺動材料の焼結接合後の焼入れ操作は、焼結接合後に前述のように 1100°C以下もしくは 900— 1000°Cに降温、保持した後に、ガス冷却による焼入れ操作を施し、鉄系焼結摺動材料は十分に焼入れ硬化される。鉄系裏金がフエライト、パーライト、ベイナイト、マルテンサイト相の混合組織になるようにして、焼結接合した鉄系焼結摺動材料の焼割れ、剥離の発生することを防止することが好ましレ、。前記鉄系焼結摺動材料は、 Cr C型炭化物、 M C型炭化物及び MC型炭化物

7 3 6

の総量が 5— 25体積％で分散されていることが好ましいが、相手摺動材料が浸炭焼入れ、高周波焼入れ部材の場合においては、相手摺動材料に対するアタック性を考慮して、炭化物総量を 5— 15体積％で分散させることがより好ましい。さらに、円筒状裏金の一端面に鍔付き部を設けたスラスト軸受においては、その円筒部を作業機本体に圧入して固定する必要性があることから、裏金硬さが少なくともビッカース硬さ H vl 70以上であることが好ましぐ鉄系焼結摺動材料の曲げ強度の下限値の降伏応力を備えるためには Hv240以上に硬化される鋼材で構成されることが好ましい。また、前記鉄系焼結摺動材料の摺動面に閉塞気孔および凹部の少なくとも一方を 1一 1 0面積％、好ましくは 3— 10面積％含有させることにより、閉塞気孔または凹部が摺動面におけるオイルポケット（潤滑剤の溜り場所）として作用し、耐ヒートクラック性を向上させることができる。

[0117] またさらに、円筒状裏金の一端面に鍔付き部を設けたスラスト軸受においては、スラスト面で耐焼付き性と耐ヒートクラック性を顕著に改善することによって、スラスト面へのグリース給脂間隔を 500hr以上に延長化できる。従って、このスラスト軸受は、従来の使用されている高周波焼入れ法や浸炭焼入れ法によって製造されるスラスト軸受よりもよりイージーメンテナンスなスラスト軸受となる。円筒状裏金の内周面においても円筒ブッシュ (軸受け）を一体化しているので、この円筒ブッシュの給脂間隔の延長化を図る必要性がある。そこで、前記複層スラスト軸受の円筒状裏金の内周面に、通気性を有する銅系もしくは鉄系多孔質焼結摺動材料力もなるとともに、その気孔中に潤滑油もしくは潤滑油とワックス類からなる潤滑組成物が充填されてレ、る円筒ブッシュが焼結接合され一体化された複層焼結摺動部材を開発した。なお、ここでは、銅系もしくは鉄系多孔質焼結摺動材料を用いているが、これに限定されるものではなく、銅系及び鉄系以外の他の多孔質焼結材料と用いることも可能である。

[0118] また、前記スラスト軸受と同様に、建設機械の作業機ブッシュ（円筒状軸受）においても顕著な偏荷重下で使用されるために、前記潤滑油を含有する銅系もしくは鉄系多孔質焼結摺動材料であっても、耐焼付き姓、耐摩耗性が十分ではない。そこで、前記スラスト軸受用の鉄系焼結摺動材料を円筒状の鉄系裏金の内周面に焼結接合して一体化してなる複層焼結ブッシュ部材を開発した。

[0119] 円筒状鉄系裏金の内周面への一体化方法としては、前記鉄系焼結摺動材料を圧入、焼嵌めする方法や鉄系焼結摺動材料の焼結工程において同時に焼結接合する方法が好ましい。焼結接合する方法を採用する場合においては、鉄系焼結摺動材料に少なくとも、 Al， Cu， Sn， Ti， Pの一種以上の合金元素が含有されていることが好ましい。

[0120] 前述した鉄系焼結摺動材料中の炭化物量が 5体積％以上に増量するにつれて、その焼結摺動材料の耐摩耗性と耐焼付き性が改善される。建設機械用の減速機装置や転輪装置のオイルシール装置として利用されるフローティングシールに適用する場合には、より十分な耐土砂摩耗性を確保するとともに、より耐焼付き性の改善が必要となる。このことから、前記鉄系焼結摺動材料中の炭化物総量が 20 40体積 %に調整されることが好ましぐより好ましくは、炭化物総量が 25— 40体積％に調整されることである。

実施例 1

[0121] (鉄系焼結摺動材料の焼結後の平衡組成調査）

本実施例では、 Fe-O. 6重量％〇一 0. 3重量％≤1 - 0. 45重量％Mn - 15重量％〇 r一 3重量％Mo - 1. 2重量％V合金粉末と、Fe_0. 6重量％0 - 0. 3重量％31 - 0. 3 5重量％Mn - 9重量％〇1：一 6重量％Mo - 4重量％\ - 2重量％V合金粉末と、 Fe - 0 . 6重量％〇一 0.3重量 Si - 4. 5重量％0" - 5重量％Mo - 6重量％^¥ - 2重量％合金粉末をベースにして、さらに、 # 350以下の Ni, Co, Si, FeAl, FeP粉末および 6 / m平均径の黒鉛粉末を調整して表 1に示す 4種類の焼結合金混合粉末 (A— D)を混合調整し、さらに、混合調整した焼結用混合粉末に 3重量％のパラフィンワックスを添加したものを 1. 0トン/ cm²の圧力でプレス成形した A, B組成の成形体を 1190 °Cで、 C組成の成形体を 1135°Cで、 D組成の成形体を 1230°Cでそれぞれ 2時間真空焼結し、その後、 A— D組成の焼結体を 1000°Cに炉冷し、 1時間保持後に、 400t orrの窒素ガスで冷却焼入れを実施し、その焼結体試験片を切断研磨後に、 X線マイク口アナライザー（EPMA)によってマルテンサイト母相とその母相に析出分散する炭化物中の各種合金元素濃度を調査した。その調査結果が表 2に示されている。

[0122] [表 1]

0Z60請 OOZdf/ェ:) d 8S S8SZT0/S00Z OAV

記焼結合金 A Bは、高 Crな 15Cr— 3Mo系合金に、 3重量％の Coと 2重量％または 4重量％の Niを添加した合金であり、マルテンサイト相（母相）と Cr C型炭化物

7 3 のみが平衡するものである。焼結合金 Cは、 Cr, Mo, W濃度を高めて、マルテンサイト母相中に Cr C型炭化物と M C型炭化物が平衡するようにしたものであり、焼結合

7 3 6

金 Dは、 M C型炭化物とわずかな MC型炭化物が平衡するようにしたものである。

6

[0125] 表 2中の母相、 M Cおよび M Cの欄はそれぞれの合金元素濃度を示しており、 K

7 3 6

M7は Cr C型炭化物と母相間の合金元素 Mの分配係数 (Cr C型炭化物と母相間

7 3 7 3 の合金元素重量％7母相中の合金元素重量％)、 KM6は M C型炭化物と母相間

6

の合金元素 Mの分配係数 (M C型炭化物中の合金元素重量％

6 7母相中の合金元素重量％)、 KMMZCは MC型炭化物と母相間の合金元素 Mの分配係数（MC型炭化物中の合金元素重量。 /oZ母相中の合金元素重量％)を示しているが、それら各合金元素の分配係数を比較することによって、各種合金元素の特徴が検討できる。

[0126] また、これらの結果を用いて、 Cr C型炭化物の中の合金元素濃度とそれと平衡す

7 3

る母相中の合金元素濃度の関係が図 13に示され、 M C型炭化物の中の合金元素

6

濃度とそれと平衡する母相中の合金元素濃度の関係が図 14に示されている。図 13 および図 14によれば、各元素に関してはほぼ一定の比率で合金元素が分配されること、および、鉄系焼結摺動材料の組成が異なっていた場合においても、分配係数はほぼ同じになることがわかる。

[0127] [表 3]

[0128] なお、各合金元素についての、本発明で使用する Cr C型炭化物、 M C型炭化物

7 3 6

、 MC型炭化物とオーステナイト相（焼入れ後にマルテンサイト相になる）間の分配係数を表 3にまとめて示した力 S、各合金元素については、

(1) Si, A1は M C型炭化物にほとんど固溶せずにほぼ全量がマルテンサイト相中

7 3

に濃縮し、マルテンサイト相の焼戻し軟ィ匕抵抗性を高めること、

(2) Vは M C型炭化物への Cr, Mo, Wよりもより多く濃縮し、 Cr C型炭化物の微

7 3 7 3

細化を図るが、 M C型炭化物へはあまり濃縮せず、 M C炭化物とマルテンサイト相力なる鋼材においては MC型炭化物として析出し易ぐマルテンサイト相の焼戻し軟化抵抗性を顕著に高めること、

(3) Mo， Wは M C型炭化物よりも M C型炭化物に顕著に濃縮すること、

7 3 6

(4) Crは Cr C炭化物に類著に濃縮するが、 M C炭化物へはほぼ濃縮しないこと、

7 3 6

(5) Ni， Coはレ、ずれの炭化物よりもマルテンサイト母相中に濃縮すること等の特徴を有することが定量的にわかる。また、これらの分配係数を用いることによつて、本発明の主旨とするマルテンサイト相の炭素、各合金元素濃度を設定でき、かつ分散させる炭化物の種類と量を設定することによって、適正な鉄系焼結摺動材料の組成を算出できる。

[0129] 前記各種合金元素の分配係数に基づいて、代表的な SKD, SKH工具鋼材の成分から、それら鋼材の標準焼入れ温度から焼入れたマルテンサイト母相の組成と炭化物量を解析することができるようになり、その結果を表 4に示しているが、 SKD材料 (SKD1 , SKD2, SKD11 , D7、 SKD12、焼入れ温度： 950— 1000°C)のマルテンサイト母相は、 Cr : 4. 5— 7重量％、 C : 0. 65-0. 9重量％に調整され、 Cr C炭化

7 3 物が 8— 18体積％、 MC炭化物が一 7体積％分散した組織となっており、マルテンサイト相中の固溶炭素量が高いことから、例えば耐ヒートクラックに優れた熱間加工用工具鋼（例えば、 SKD7, SKD6, SKD61 , SKD62)と比べて十分でないことがわ力る。また、 SKH材料（SKH2, SKH9)においてもマルテンサイト相中の固溶炭素量が 0. 5— 0. 55重量％と比較的高いことから、十分なる耐ヒートクラック性が実現されないことがわかる。

[0130] SKD1、 SKD2、 SKD11等の高炭素高 Cr系工具鋼の標準焼入れ状態においては 10 15体積％の Cr C型炭化物が 0. 5-0. 7重量％の炭素を固溶するマルテ

7 3

ンサイト相中に析出分散するために、マルテンサイト相が高炭素であることから耐ヒートクラック性が十分でないことがわかり、本実施例においては、 SKD材料系の適正焼入れ温度 900— 1000°Cにおける Fe_C_Cr三元系状態図（後述の図 15)とその状態図における平衡関係（等炭素活量)を参考にして、 Cr C型炭化物が 5 40体積

7 3

%、 MC型炭化物が 0 5体積％、これらの総炭化物量が 5— 40体積％分散して、かつマルテンサイト相中の固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％、固溶 Cr濃度が 6. 5 一 12重量％、固溶 V濃度が 0— 0. 6重量％の範囲に調整されるように、少なくとも C が 0. 9— 3. 8重量％、 Crが 9一 35重量％、 Vが 0— 3重量％を含有し、かつ、 0. 14 3X (Cr重量％)-1· 41 + 14XMC炭化物の体積分率≤(C重量％)≤0· 156X ( 〇で重量％)_0. 58 +14 XMC炭化物の体積分率の関係を満足させるように Cr、 Vと C添カロ量を調整し、さらに、 Si, Mn, Ni, P， S， B, N, Mo, W, Ti， Co, Cuおよび Al等からなる合金元素群から選ばれた 1種以上が必要に応じて含有された鉄系焼結摺動体を焼結接合されてなる焼結摺動部材とすることが好ましい。なお、ここでは、 0

. 143X ( 重量％)_1.41 + 14XMC炭化物の体積分率≤(C重量％)≤0. 156 X (〇で重量％)_0. 58 +14 XMC炭化物の体積分率の関係を満足させるように Cr、 Vと C添加量を調整している力 0. 143X (〇1"重量％)_1.41+0. 15X (31重量％ )+14XMC型炭化物体積分率≤〇重量％≤0. 156X ( 重量％)_0. 58 + 0. 1

5 X ½1重量％) + 14 X MC型炭化物体積分率の関係を満足するように炭素量を調整しても良い。

[表 4]

[0132] したがって、 SKD工具鋼と同等以上の耐摩耗性を発揮させるためには、 10体積％以上の炭化物（例えば Cr C型炭化物）を分散させることが好ましぐ Cが 1. 05-3.

7 3

8重量％、が12—35重量％を含有する鉄系焼結摺動材料とすることが好ましぃ。より耐摩耗性を改善する観点からは、 Cr C型炭化物が 15体積％以上となる、 Cが 1

7 3

. 45-3. 8重量⁰ /₀、 Crが 14一 35重量⁰ /₀であることがより好ましレ、。さらに、フローテイングシールに適用する場合には、適正な摩耗寿命を確保するために、 Cr C型炭

7 3 化物が 20体積％以上となる、 Cが 1. 85-3. 8重量％、 Crが 16. 5 35重量％であることが好ましい。また、鉄系焼結摺動材料に添加する上限の Cr添加量は、適正な耐摩耗性と強度を確保するためとその経済性を勘案し、上限 C型炭化物量を 40

7 3

体積％とすることが好ましい。

[0133] また、熱間加工用工具鋼の耐ヒートクラック性を兼ね備える鉄系焼結摺動材料を得る方法としては、少なくとも、マルテンサイト相中の固溶炭素濃度が 0. 45重量％以下であることが好ましぐさらに、マルテンサイト相中の固溶炭素濃度が 0. 35重量％以下であることがより好ましい。つまり、より耐ヒートクラック性を高めるために、マルテンサイト相の上限の固溶炭素濃度を 0. 35重量％に調整することが好ましいので、適正な上限の炭素添加量が、（〇重量％)≤0. 156 X ( 重量％)_0. 68 + 14 X MC炭化物の体積分率の式によって記述される。

[0134] また、焼割れ性が問題となり易い高周波焼入れ方法においても、通常 0. 5重量％以下の炭素鋼や合金鋼が選ばれてレ、ることと類似してレ、る。

[0135] またさらに、 Cr C型炭化物とマルテンサイト相を主体とする鉄系焼結摺動材料に

7 3

おいては、焼結接合後の焼入れ温度を 900— 1000°Cとした場合において、マルテンサイト相中の固溶炭素量を 0. 2-0. 45重量％にする条件として、 900°Cにおける

Fe_C_Cr三元状態図（図 15)中の 2本の Tie_LineA, Bで挟まれる鉄系焼結摺動材料中の _Cr重量％に対する適正な炭素量 (_C重量％)が次式で与えられることがわかる。

0. 143 X Cr重量⁰ /₀_1. 41≤ (C重量⁰ /₀)≤0. 156 X Cr重量⁰ /₀_0. 58

[0136] また、図 15には、 Cr C型炭化物が 10， 20, 30, 40体積％分散する組成位置を

7 3

破線で示しているが、 Cr C型炭化物を 10体積％分散させる条件は（重量％)≥ 10重量％であり、 Cr C型炭化物を 40体積％以下分散させる条件は（〇1：重量％)≤

7 3

35重量％であることがわかる。

[0137] さらに、本出願人が特願 2002-380203号に記載したように、マルテンサイト相の焼戻し軟ィ匕抵抗性をより高めることによって、境界潤滑下で、かつ土砂の侵入がある摺動面での耐焼付き性と耐摩耗性を顕著に改善することができる。また、 600°Cの焼戻し処理によっても HRC50以上を維持できることが好ましぐさらに好ましくは HRC5 5以上を維持できることである。また、マルテンサイト相中の固溶炭素量が 0. 15-0. 45重量％である場合のマルテンサイト相中に固溶する各種合金元素濃度を前述した焼戻し軟化パラメータ AHRC式にあてはめて、合金設計されることが好ましレ、。

[0138] また、図 16 (Fe_C— Mo系状態図）を参考にすると、（Fe， Mo) C型炭化物をほと

6

んど析出分散させない Moの最大固溶度は、約 4重量％ (at 900、 1000°C)であり、さらに、前述の 10— 40体積％の Cr C型炭化物に濃縮する Moを考慮すると、好ま

7 3

しい Mo添加量は 0. 6— 6. 5重量％であることがわかる。

[0139] また、後述の図 17 (Fe_C— W状態図）を参考にすると、 Wについてもほぼ同じ議論ができる。鉄系焼結摺動材料に対する Mo, Wの具体的な添加量はほぼ 0. 6— 7. 0 重量％である。 Mo, Wが最も効率よく焼戻し軟化抵抗性を高める 2. 5重量％までをマトリックス相の最大固溶量とすることによって Mo, W添力卩量を 4重量％以下にすることが経済的にも好ましい。

[0140] また、 Vは前述のように Cr C型炭化物に顕著に濃縮し、マルテンサイト相中に留ま

7 3

る量が極めて少なくなるため、マトリックス相の焼戻し軟ィ匕抵抗性を高める元素としては非効率である。 Vは Cr C型炭化物を微細化する作用を示すために、マルテンサ

7 3

イト相中に Vの最大固溶量 0. 5重量％を固溶させた場合の鉄系焼結摺動材料に対する V添カ卩量は、 1. 1-3. 9重量％(10—40体積％Cr C型炭化物）であり、 Cr C

7 3 7 3 型炭化物を主体として分散させる鉄系焼結摺動材料においては、 4重量％以下にすることが経済的にも好ましい。

[0141] M C型炭化物が主体となり、さらに MC型炭化物が分散する SKH系焼結摺動材

6

料のマルテンサイト相中の固溶炭素濃度に関しては、佐藤、西沢の報告（「金属学会報」2 (1963)、 564、第 3図炭化物の固溶に伴う基質中の炭素濃度変化)を参考にすると、そのマルテンサイト相中の固溶炭素濃度を 0. 4重量％以下に調整するための簡便な方法が焼結接合後の焼入れ温度を 900— 1100°Cの温度範囲に設定することである。通常の SKH系高速度鋼における焼入れ温度が 1200— 1350°Cであることに比べ、著しく低温度側での焼入れ操作が本発明の基本の 1つとなる。

[0142] さらにまた、上述の Fe_C_Cr系状態図を使ったものと同様の検討力図 16と図 17 に示した Fe_C— Mo， Fe_C— W系状態図に基づいて展開でき、 M C型炭化物と平

6

衡するマルテンサイト相の炭素固溶度が 0. 15, 0. 45重量％を通る Tie— Line A, Bは、同図中に数値化して示した通りである。 Fe_C_Mo系と Fe_C— W系の Tie_Li neを比較すると、 Fe_C— W系の Tie— Lineの勾配は Moのそれの約 1Z2であること、 M C型炭化物と平衡するマルテンサイト相中の Mo， Wの重量％濃度がほぼ同じ

6

であることから、 Moと Wが共存添加された場合の M C型炭化物とマルテンサイト相

6

の組成平衡関係が 0. 5 XW重量％ = Mo重量％として、 Fe_C_Mo系状態図から読み取れることがわかる。前記 Tie-Line A, Bから数値化される鉄系焼結摺動材料中の適正炭素濃度（〇重量％)が、次式

0. 043 X (Mo重量％ + 0· 5 重量％)≤ (〇重量％)≤0. 038 X (Mo重量％ + 0. 5 XW重量⁰ /₀) +0. 33

で簡略的に記述できる。

なお、 MC型炭化物を考慮すると、鉄系焼結摺動材料 (鉄系焼結摺動体)の炭素含有量が、 0. 043 (好ましくは 0. 05) X (Mo重量⁰ /₀ + 0. 5 X W重量⁰ /₀) + 14 X MC型炭化物体積分率≤ (〇重量％)≤0. 038 X (Mo重量％ + 0. 5 重量％) +0. 33 + 14 X MC型炭化物体積分率の範囲にあることも可能である。またさらに、 Cr C型

7 3 炭化物を考慮すると、鉄系焼結摺動材料の炭素含有量は、 0. 043 X (M₀重量％ + 0. 5 重量％) + 8. 5 X Cr C型炭化物体積分率 + 14 X MC型炭化物体積分率

7 3

≤ (C重量⁰ /₀)≤0. 038 X (Mo重量⁰ /₀ + 0. 5 X W重量⁰ /₀) +0. 33 + 8. 5 X Cr C

7 3 型炭化物体積分率 + 14 X MC型炭化物体積分率の範囲にあることも可能である。

[0143] また、このこと力、 Moを主体的に使用して、 W添力卩量を極力抑えることがより経済的であること、さらに、鉄系焼結摺動材料の焼結性やマルテンサイト相の焼戻し軟ィ匕抵抗性を高める観点力、らも Moを主体として添カ卩することが好ましぐ Wを添カ卩しなくてもよいといえる。

[0144] さらに、先の Mo, W, Cr等の合金元素の分配係数 KM6を用いて、マルテンサイト相中の炭素、各合金元素濃度を設定し、かつ分散させる M C型炭化物の量を設定

6

することによって、適正な鉄系焼結摺動材料の組成を算出することができる。

実施例 2

[0145] (鉄系焼結摺動材の焼結接合試験とその摺動特性評価）

図 18は、鍔付きスラスト軸受の試験片形状を示す断面図である。図 19 (a) , (b)は揺動試験機を説明する図である。

本実施例では図 18に示される形状の鍔付きスラスト軸受を用いて、図 19 (a)に示される揺動試験機により、 2つの試験片の摺動面を相接するように配置し、一方の試験片の回転中心軸を他方の試験片に対して 2° 傾斜させ、荷重 (P)を与えて、回転中心軸まわりに正逆方向の回転を繰り返す揺動操作を行う。揺動操作は、図 19 (b)に示す揺動角 120° 、揺動速度 2m/minの揺動サイクル (横軸：時間、縦軸:角度）に従う。ここでは、片当り状態（前記傾斜状態）での荷重 1トン毎の 500サイクル揺動試験を行い、耐ヒートクラック性と耐焼付き性を発生した荷重で評価した。比較鋼材としては、 SUJ2, SKD6, SKD11, SKH9の標準焼人れ焼戻し岡材と SCM420H材に表面炭素量が 0. 8重量％になるように 930°Cで浸炭焼入れ焼戻したスラスト軸受を用いた。

[0146] 表 5および表 6に示す鉄系焼結摺動体を S50C炭素鋼の鍔部に 1130— 1280°C の温度範囲で焼結接合し、その焼結接合性を超音波探傷法で評価した。なお、表 5 に示した No. 20— No. 30の鉄系焼結摺動材料は、表 5の No. 16に示した合金鋼粉末をベースにして、さらに、 # 200メッシュ以下の Cu, Cu_10重量⁰/ oSn， Fe25重 i%P, Cu8重量％P， SiO破砕粉末および # 300メッシュ以下の Si、 Cr粉末、平

2

均粒径 6 z mの Mo, Ni, Co, Si N，黒ロンザ社製 KS6)粉末、さらに 0. 03 0

3 4

. 5mmの Mo/Cuメツキ粒子、黒鉛/ Cuメツキ粒子を適正に配合したものである。

[0147] [表 5] 実施例 2に使用する F e燒弒摺動材料の組成（重量％)

C S i Mn N i C r Mo W V Fe25P Si3N4 C o C u Cu10Sn Cu8P Si02 Gr/Cu Mo/Cu接合率耐荷重 PV値

No.1 0.6 2 0.37 2.5 1 0.4 3.5 96% 9 2.4

No.2 1.3 0.24 0.35 2.5 1 4.5 4 98% 15 3.1

No.3 1.95 0.24 0.35 2.5 1 8.5 4.5 99% 23 4.6

No.4 1.2 0.22 0.33 2.5 3 4.5 4 99% 19 4

No.5 1.2 0.24 0.34 6 1 4.5 4 99% 16 3.4

No.6 1.1 0.24 0.35 2.5 1 4.5 6.5 2.5 98.5% 16

No.7 1 0.28 0.36 8 1.5 0.4 2 86% 13

No.8 1.5 0.28 0.36 8 1.5 0.4 1 95% 7

No.9 1 3.5 0.36 8 1.5 0.4 2 2.5 98% 17

No.10 1.5 0.5 0.34 12 1 0.5 1 97% 13

No.11 1.5 0.5 0.34 12 1 0.5 2 99% 15 3.1

No.12 1.2 0.5 0.34 12 5 0.5 2 19 3.8

No.13 2.5 0.5 0.34 12 1 2 1 99% 7 2

No.14 1.5 0.5 0.34 15 1 2.5 1 19 4.1

No.15 2.4 0.5 0.34 15 1 5 2 24 4.8

No.16 3 0.6 0.37 2 15 3 1.3 1 99% 7 2.1

No.17 1.5 0.6 0.37 2 15 3 1.3 1 99% 16 3.3

No.18 1 0.6 0.37 2 15 3 1.3 2 98% 19 3.8

No.19 2 2.5 0.37 2 15 3 1.3 1 87% 18 3.4

No.20 3 0.6 0.32 25 2.5 0.5 98% 24 4.8

No.21 3 0.6 0.37 2 30 3 1.3 0.5 29 5

No.22 2.5 0.6 0.32 15 12 3.5 3 33 5.7

No.23 2.5 0.6 0.32 4 15 12 3.5 3 6 37 6.2

No.24 3 0.6 0.37 2 15 3 1.3 1 10 99% 10 2.8

No.25 3 0.6 0.37 2 15 3 1.3 1 10 99% 14 3.5

No.26 3 0.6 0.37 2 15 3 1.3 10 99% 10 2.9

No.27 2 0.6 0.37 2 15 3 1.3 1 2.5 97% 20 3.2

No.28 2 1.77 0.37 2 15 3 1.3 1 2.5 98% 26 5.2

No.29 2 0.6 0.37 2 15 3 1.3 1 5 1 99% 28 4.8

No.30 2 0.6 0.37 2 15 3 1.3 1 5 10 99% 25 4.7

No.31 1.2 0.23 0.29 4.5 5.1 6.2 2 93% 11 2.5

WW ί« () Ν

また、表 5および表 6の配合原料には、 3重量％のワックスを添加して、ハイスピードミキサーを使って、 100°Cで 10分間混合造粒したものを図 18に示す鍔付きスラスト軸受上面のドーナツ状平板に成形圧力 1トン /cm²の条件で成形し、真空焼却炉を用いて前記焼結温度で焼結接合した後に、 960°Cまで炉冷し、 500torrの Nガス冷

2 却による焼入れを行い、さらに 200°Cで 2時間の焼戻し処理を施した。

[0150] 表 5および表 6の中には、焼結接合率とヒートクラックもしくは焼付きの発生する荷重も示されている。

[0151] No. 1一 6の合金は、燐添加量を 0. 9-1. 6重量％と多量に配合し、鉄系焼結摺動材料の焼結性と鉄系裏金に対する焼結接合性を改善するとともに、マルテンサイト相中の固溶炭素濃度を低くしながら、 V添カ卩による MC型炭化物、 Si Nを分散析出

3 4

させたものである。 No. 1一 6の合金は、 No. 1 (固溶炭素濃度 0. 6重量⁰ /₀)と No. 2 , 3, 6との比較において MC炭化物および Si Nの分散によって耐ヒートクラック性が

3 4

顕著に改善されること力 Sわ力る。また、 No. 1一 6の合金は、 No. 2と No. 4， 5との比較において、マルテンサイト相中の Mo、 Cr濃度を高めることによる焼戻し軟化抵抗性の改善によって耐ヒートクラック性が顕著に改善されることがわかる。

さらに、 Fe P, V Pの燐ィ匕合物力 S分散される No. 1 , 2と SUJ2, SKD6, SKD11 ,

3 2

SKH9,浸炭焼入れ鋼と比べ、燐化合物と MC型炭化物の分散、および、マルテンサイト中の固溶炭素濃度の低減によって耐ヒートクラック性が顕著に改善されることがわ力る。

[0152] また、 No. 7— 23の比較において、 No. 8, 10, 13, 16のマノレテンサイト相中の固溶炭素濃度が 0. 5重量％を超えるもの以外の耐ヒートクラック性は顕著に改善され、さらに、 No. 20, 21に示すように Cr C型炭化物の量的増大によって、耐ヒートクラッ

7 3

ク性が改善されることがわかる。また、 No. 17と No. 19の比較において、 Si添加によつてマルテンサイト相中の固溶炭素濃度が低減することにより、耐ヒートクラック性が改善されていることがわかる。また No. 14, 15においては、マルテンサイト相中の固溶炭素濃度を低減させることと分散させる MC炭化物量を増量することによって、 No. 2 2においては、 Mo, Wの添加による M C炭化物を分散させることによって、さらに、 N

6

o. 23においては Ni、 Coの添カ卩によって顕著に耐ヒートクラック性が改善される。

[0153] なお、 No. 16の合金はフローティングシール用焼結摺動材料として耐食性と耐摩耗性に優れた基準組成として利用しているものである。 No. 24— No. 26はこの No . 16の合金（マルテンサイト相中の固溶炭素濃度 0· 9重量％)をベースに Cu粒子もしくは Cu合金粒子を分散させたものである。これらの添加による焼結性、焼結接合性にマイナス因子はなぐその耐ヒートクラック性は No. 16との比較において顕著に改善されていることがわかる。また、その組織は図 20 (a)に示すように、 Cu粒子が粒状に分散され、摺動時の馴染み性改善に好都合であることがわかる。また、 CulO重量 %Sn合金を添カ卩した No. 25が耐ヒートクラック性により効果的であることがわかり、分散させる Cu粒子の組成は、銅系摺動材料に好んで添加される Sn, Ni， Ti, P等の合金元素の一種以上が 5— 15重量％含有されていることが好ましいことがわかる。

[0154] No. 27は炭化物以外に Si Nを分散させたものである。マルテンサイト相の固溶炭

3 4

素濃度を 0. 4重量％以下に下げ、 Cr C型炭化物との共存によって、顕著に耐ヒー

7 3

トクラック性が改善されている。これは No. 6、 No. 9との比較において、 Si N粒子の

3 4 分散による作用がより大きレ、ことを示唆してレ、る。

[0155] 図 20 (b)に示すように、 No. 28は、 No. 16に 2. 5重量％の Si〇を添加して、焼結

2

時の炭素による強力な還元作用によって SiOを還元し、 SiO粒子跡に気孔を形成

2 2

させたものであり、焼結後の焼結材料中の炭素量を 2重量％、 Siを 1. 77重量％に調整したものである。その耐ヒートクラック性は、 SiO還元気孔による潤滑促進作用によ

2

つて、極めて顕著な改善が認められる。

[0156] また、 No. 29, 30は固体潤滑材となる黒鉛， Mo金属相を分散させたものであって、顕著な耐ヒートクラック性の改善が発現していることがわかる。したがって、 W, CaF

2 等についても同様の効果が期待できる。

[0157] No. 31— No. 36は M C型炭化物を主体として分散させた合金である。この合金

6

は、 Pの添カ卩によって、焼結性と焼結接合性が顕著に改善されるとともに、燐化合物（ FeMoP)の分散によって、耐ヒートクラック性が改善され、さらに、 M C型炭化物の増

6

量によっても耐ヒートクラック性が改善されることがわかる。

[0158] 図 21は、 No. 32の焼結組織を示す写真および X線マイクロアナライザー分析結果を示す図である。図 21に示す写真によれば、焼結時に形成される M C型炭化物と

6

MC型炭化物が粒界に析出し、また、 960°Cの焼入れ温度への降温過程で粒内にそれらの炭化物および燐化合物（FeMoPもしくは V P)が析出していることがわかる

2

。さらに、粒界に析出している M C型炭化物と MC型炭化物を X線マイクロアナライザ

6

一で分析した結果（図 21中に示す)から、 Si, Pは MC炭化物や Cr C型炭化物から

7 3

顕著に排出されるのに対して、 M C型炭化物へは顕著に濃縮していることが特徴的

6

である（別の分析結果から、その分配係数 KSi、 KP = 2)。従来の M C型炭化物を

6 6 6

分散させる高速度鋼において、 Si含有量は 0. 4重量％以下に制限されていると考えられる。その理由は、 Siの多量添加が、 M C型炭化物の低融点化が起こることによる

6

焼入れ温度の低下を招き、焼戻し二次硬化性を得るための十分な固溶合金量が得られ難くなること、さらに、焼戻し処理における M C型炭化物の安定析出を促進し、

6

Mo、 Wの焼戻し軟化抵抗性の改善効果が減ずるように作用することによる。 M C型

6 炭化物を主体とする本発明範囲の鉄系焼結摺動材料においては、 Si, Pの添加は、焼結性と焼結接合性を高めることから、前記必要な焼戻し軟化抵抗性を得るための上限 Si添加量を 1. 5重量％に抑制し、焼結性と焼結接合性をより顕著に高めるには Si添加量を 0. 35重量％以下に設定することがより好ましぐマルテンサイト中には多く固溶できない P、 B、さらに、マルテンサイト相中の Ni— Mo間の時効硬化性を促進する Cu成分を添加することがより好ましい。

[0159] No. 37— No. 39は Cr C型炭化物と M C型炭化物を共存させたものである。炭

7 3 6

素添加量を少なくして、 Cr C型炭化物量を減少させるとともにマルテンサイト相中の

7 3

固溶炭素濃度を低減させた No. 38と、さらに、 Ni添カ卩による残留オーステナイトを多くした No. 39においては、顕著に耐ヒートクラック性が改善される。

実施例 3

[0160] (鉄系焼結摺動材料のフローティングシール特性評価）

図 22 (a) , (b)は、焼結接合試験片の形状を示す図である。図 23は、フローテインダシールテスターの概略を示す図である。

本実施例では、実施例 2の表 5および表 6に示した組成の混合粉末を図 22 (a)に示すリング形状に成形圧力 1トン/ cm²の条件で成形し、 SS鋼材力加工したベース材に配置した後、真空雰囲気炉を使って、焼結層の相対密度が 93%以上になるように、 1100—1280での温度で2時間焼結接合し、 960°Cに炉冷却した後に、 30分間保持して 400torrの Nガス雰囲気下で焼入れ処理を施し、焼入れ後に 200°Cで 2時

2

間の焼戻し処理を施した焼結接合試験片を作成した。

[0161] 前記焼結接合試験片を図 22 (b)の一部拡大断面図に示す形状に研削後、図中に示す焼結接合試験片上面の幅 2mmのシール面部をラップカ卩ェして仕上げた後に、図 23に示すフローティングシールテスター（摺動試験機）を用いて、フローティングシール装置のシール面が相接するように配される一対のシールリングを前記焼結接合試験片とし、シール面での荷重、回転速度を変更して、空中で耐ヒートクラック性と耐焼付き性の評価を実施し、 SiOが約 50重量％含有する泥水中で耐磨耗性の調查を

2

実施した。

[0162] なお、耐ヒートクラック性と耐焼付き性は、シール荷重 (線圧 =荷重 Zシール位置長さ）を 2kgZcmとした条件で摺動抵抗が急激に増大する回転速度を調查することによって求め、耐摩耗性は、線圧 2kgf/cm、シール面での周速 lm/secの条件で 50 0時間連続試験後のシール当り位置の移動量 (mm)で評価した。なお、異常摩耗性を示す合金については線圧を lkgf/ cmに下げて耐摩耗性を調査し、図 24と表 5および表 6の右欄に耐ヒートクラック性を示す PV値として示した。

[0163] また、前記耐摩耗性と耐焼付き性の比較材料として、 Fe-3. 4C-1. 5Sト 15Cr— 2. 5Mo-l . 5Niと Fe— 3. 5C— 1. 5Sト 9Cr— 6Mo— 4. 5W— 2V— 2Nト 3Coの組成の铸鉄シール材料（FC15Cr3Mo, FC9Cr6Mo)および表 6に記載した SKD11, S KH9を取り上げ、その結果についても図 24と表 6に示した。

[0164] 表 5および表 6の中に示した各合金の PV値はほぼ実施例 2で評価した耐ヒートクラック限界荷重と同じ傾向を示すことがわかる。

[0165] また、図 24中の破線は、建設機械のフローティングシールとして望まれる耐摩耗性基準を示したものである。例えば、建設機械のフローティングシールとしては、（Cr C 型炭化物 + MC型炭化物）が約 15体積％分散し、マルテンサイト相中の固溶炭素

3

濃度が 0. 45重量％以下に調整された No. 3, No. 17のような焼結合金の耐摩耗性が好ましぐさらに、炭化物量の増加に伴って耐摩耗性がより改善されることから、 Cr C型炭化物、 M C型炭化物および MC型炭化物からなる群から選ばれた 1種以上

3 6

の炭化物が 20体積％以上含有されることがより好ましい。 [0166] さらに、実施例 2で明らかなように耐ヒートクラック性に課題を持つ No. 13, No. 16 , No. 37と前記高炭素高 Cr, Mo铸鉄では、線圧 2kgf /cmで耐摩耗性を評価した場合、微細なヒートクラックを伴う顕著な異常摩耗性を示すが、マルテンサイト相中の固溶炭素量を 0. 5重量％以下に制御した焼結合金においては試験終了後にヒートクラックは観察されないことがわかった。

実施例 4

[0167] (鉄系焼結摺動材料の抗折強度と靭性）

本実施例では、実施例 2の表 5および表 6に記載した No. 16, No. 17, No. 32の鉄系焼結摺動材料を例として、その抗折強度と靭性について調査し、その結果を各含有する炭化物体積％に対して図 25に示した。なお、図 25において、 No.の後に記号/ Temp.が付されているもの（例えば No. 16/Temp. )は焼戻し処理を施したものを示している。

[0168] 960°Cからの焼入れ後に、 200°Cにおける焼戻しによって、前記焼結摺動材料の抗折強度が改善されると共に最大たわみ量も大きくなつて靭性が改善されることがわかる。特に、 No. 16のようにマルテンサイト相中の固溶炭素濃度が高くかつ炭化物量が多い焼結合金ほどその傾向が強く現れている。

[0169] また、 200°C焼戻し処理を施した焼結摺動材料においては、炭化物量が多くなるほど抗折強度が低下し、大きな偏荷重を受けるスラスト軸受等では時として 60kgf/m m²程度の曲げ応力が作用する場合が多いので、炭化物量を 25体積％以下とすること力 S好ましく、 20体積％以下とすることがより好ましい。図 11に示したようにフローティングシールはゴム製 Oリングを介したシール機構で使用されることから、その曲げ応力が 10kg/mm²を越えることが無い。このこと力、鉄系焼結摺動材料に分散される炭化物量は、 50体積％程度まで可能となり、より好ましくは 40体積％以下である。

[0170] なお、後述するように、オーステナイトと Cr C型炭化物の平衡状態における各種

7 3

合金元素 Mの分配係数 KM = (Cr C型炭化物中の合金元素 M重量％濃度/ォ

7 7 3

ーステナイト相中の合金元素 M重量％濃度）を比較すると、 V > Cr > Mo > Wの順で Cr C型炭化物への濃縮傾向が強ぐ Vが Cr C型炭化物を効果的に微細化し (KV

7 3 7 3

: 17、 KCr : 6. 5、 KMo : 2. 5、 KW7 : 2. 9)、 Si, Al， Ni， Coの各元素は Cr C 型炭化物から顕著に排出され、オーステナイト相中に濃縮する傾向が強いことを明らかにしている。

[0171] また、オーステナイトと M C型炭化物の平衡状態における各種合金元素 Mの分配

6

係数 KMを先と同様に比較すると、 W>Mo >V> Si， Pの順で M C型炭化物に濃

6 6 縮するが (KW ： 23、 KMo ： 20、 KV ： 5. 5、 KSi : 2. 4)、 Crは僅かに M C炭化物

6 6 6 6 6 力排出されオーステナイト相に濃縮し、 Ni, Coは顕著に M C型炭化物から排出さ

6

れることを明らかにしている。

[0172] なお、後述するように、 Vはオーステナイトと Cr C型炭化物の平衡時にはオーステ

7 3

ナイト中の V濃度の 17倍濃度で Cr C型炭化物に濃縮する。このため、 10、 20、 30

7 3

、 40体積％の Cr C型炭化物と共存しながら、オーステナイト中の V濃度が 0. 5重量

7 3

%を越えて、 Vが MC型炭化物を形成させるための鉄系焼結摺動材料に対する V添加量はそれぞれ 1. 1、 1. 7、 2. 3、 3. 9重量％以上でなくてはならないことが計算される。 Cr C型炭化物を主体に分散させる鉄系焼結摺動材料においては、 Vを添カロ

7 3

して MC型炭化物を析出させることにより耐摩耗性の改善を図ることは経済的でなぐ V添カ卩は焼結時における Cr C型炭化物の粗大化防止の観点から 0. 5— 4重量％

7 3

の範囲にとどめることが好ましい。

[0173] ただし、 M C型炭化物を主体として MC型炭化物を分散させる場合には、 M C型

6 6 炭化物への Vの濃縮がさほど大きなもので無いことから、 10, 20, 30, 40体積⁰ /₀の M C型炭化物と共存しながら、オーステナイト中の V濃度が 0. 5重量％を越えて、 V

6

が MC型炭化物を形成させるための鉄系焼結摺動材料に対する V添加量はそれぞれ 0. 74、 0. 97、 1. 21、 1. 44重量％以上でなくてはならないことが計算される。 M

6

C型炭化物を主体に分散させる鉄系焼結摺動材料においては、 Vを添加して MC型炭化物を析出させることにより耐摩耗性の改善が効率的に図られることがわかる。このことは、 M C型と MC型炭化物の合計が約 13体積％を含有する高速度鋼 SKH1

6

0 (SAET15)において、 V添加より MC型炭化物量を約 10体積％に高めて、耐磨耗性を顕著に改善していることと符合している。本発明の Vの最大添加量としては、 MC 型炭化物が 20体積％を上限として、 10重量％とした。この MC型炭化物を多く分散させる場合には、 V以外にも Ti， Nb, Zr等の合金元素を多量に添カ卩する必要がある力、これらの合金元素を多量に添加すると鉄系焼結摺動材料の経済性が悪くなる。従って、 SKH10以外の高速度鋼に分散される MC型炭化物を参考にすると、 MC型炭化物は 5体積％以下であることが好ましレ、。

[0174] また、前記鉄系焼結摺動材料に Ti， Nb， Zr等を添加し、 MC型炭化物を分散させる場合の鉄系焼結摺動材料の適性炭素量は、 MC型炭化物に使用される炭素量を余分に添加することが必要であって、その化学量論的な炭素量を添加することが必要となる。

図面の簡単な説明

[0175] [図 1] (a)—（c)は Fe_Si_C_X4元系状態図である。

[図 2]本発明の第 1の実施形態に係る油圧ショベル全体を示す斜視図（a)およびバケット連結部を説明する分解斜視図 (b)である。

[図 3]本発明の第 1の実施形態に係るパケット連結装置の概略構造を説明する図である。

[図 4] (a)一 (c)は、スラスト軸受の構造を説明する図である。

[図 5] (a)は、図 4 (c)に示す鉄系裏金にガス抜き穴および溝が設けられたスラスト軸受の一例を示す断面図であり、（b)は（a)に示す A部を拡大した断面図であり、（c)は (a)の平面図である。

[図 6] (a)は、図 4に示す鉄系焼結摺動体にガス抜き穴および溝を設けた例を示す平面図であり、（b)は（a)の B— B線に沿った断面図である。

[図 7]本発明の第 2の実施形態に係るパケット連結装置の概略構造を説明する図である。

[図 8] (a)はスラスト軸受を示す断面図であり、 (b)は（a)に示すスラスト軸受の摺動面の各種油溝、窪みのパターン例を示す平面図である。

[図 9]本発明の第 3の実施形態に係るパケット連結装置の概略構造を説明する図である。

[図 10]本発明の第 3の実施形態の変形例に係るパケット連結装置の概略構造を説明する図である。

[図 11]転輪アッセンプリの要部構造を説明する図である。園 12]複層フローティングシールの構造を示す断面図である。

園 13]Cr C型炭化物の中の合金元素濃度とそれに平衡する母相中の合金元素濃

7 3

度との関係を示すグラフである。

[図 14]M C型炭化物の中の合金元素濃度とそれに平衡する母相中の合金元素濃

6

度との関係を示すグラフである。

[図 15]Fe_C_Cr三元状態図である。

[図 16]Fe_C_Mo系状態図である。

[図 17]Fe_C— W状態図である。

園 18]鍔付きスラスト軸受の試験片形状を示す断面図である。

[図 19] (a)， (b)は揺動試験機を説明する図である。

[図 20] (a)は No. 25の焼結組織を示す写真であり、（b)は No. 28の焼結組織を示す写真である。

園 21]Νο· 32の焼結組織を示す写真および X線マイクロアナライザー分析結果を示す図である。

[図 22] (a)， (b)は、焼結接合試験片の形状を示す図である。

[図 23]フローティングシールテスターの概略を示す図である。

[図 24]フローティングシールの耐摩耗性の試験結果を示す図である。

園 25]鉄系焼結摺動材料の抗折強度と靭性の試験結果を示す図である。

符号の説明

2 作業機

3 上部旋回体

4 ブーム

5 アーム

6 バケツト

6a ブラケット

7 ブーム連結装置

8 アーム連結装置 , 9A バケツト連結装置0 作業機連結ピン

1 , 22 作業機ブッシュ

2a, 12b, 25, 26 スラス卜軸受3 ボノレ卜

4 シール装置

5 潤滑剤供給口

6 潤滑剤供給路

0 鉄系焼結摺動体

1a, 21b 鉄系裏金

1c 鍔部

3， 23A ガス抜き穴

, 24 A 溝

7 摺動面

8a アーノレ溝

8b ダイヤ型溝

9 穴

溶射皮膜

転輪アッセンブリ

9 転輪リテーナ

転輪シャフト

1 転輪ブッシュ（鍔付ブッシュ）転輪ローラ

フローティングシール装置シールリング

Oリング

Claims

請求の範囲

[1] 裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって前記鉄系焼結摺動体は、固溶炭素濃度が 0. 15-0. 5重量％に調整されたマルテンサイト相からなり、 5— 50体積％の炭化物を含有するものであることを特徴とする焼結摺動部材。

[2] 前記鉄系焼結摺動体は、その摺動面に閉塞気孔および凹部の少なくとも一方を 1 一 10面積％含有するものであることを特徴とする請求項 1に記載の焼結摺動部材。

[3] 前記鉄系焼結摺動体は、 9重量％以上の Cr、 3. 5重量％以上の Mo、総量で 4. 5 重量％以上の Moと Wおよび 3重量％以上の Vからなる群から選ばれた 1種以上を含有し、 Cr C型炭化物、 M C型炭化物および MC型炭化物からなる群から選ばれた

7 3 6

1種以上の炭化物が前記マルテンサイト相に分散されている請求項 1に記載の焼結摺動部材。

[4] 裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 0. 9 3. 8重量％、 Crが 9一 35重量％、 Vが 0 3 重量％を含有し、その炭素含有量が 0. 143 X ( 重量％) _1. 41 + 14 X MC型炭化物体積分率≤〇重量％≤0. 156 X (CrMi%) -0. 58 + 14 X MC型炭化物体積分率の関係を満足し、 0. 2-0. 45重量％の C、 6. 5 12重量％の Crを固溶するマルテンサイト相を有し、該マルテンサイト相中に Cr C型炭化物が 5 40体積％

7 3

分散し、 MC型炭化物が 5体積％以下分散し、総炭化物量が 5— 40体積％である組織力、らなり、 Si, Mn， Ni, P, S， B， N， Mo, W, Ti, Co, Cuおよび Al力、らなる合金元素群から選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする焼結摺動部材。

[5] 前記鉄系焼結摺動体は、 1 -3. 5重量％の Siおよび 0. 5— 2重量％の A1の少なくとも一方を含有することを特徴とする請求項 4に記載の焼結摺動部材。

[6] 前記鉄系焼結摺動体の炭素含有量は、 0. 143 X ( 重量％)-1. 41 + 0. 15 X ( Si重量％) + 14 X MC型炭化物体積分率≤C重量％≤0. 156 X (0"重量％)_0. 58 + 0. 15 X (Si重量％) + 14 X MC型炭化物体積分率の関係を満足するものでぁり、前記鉄系焼結摺動体にはマルテンサイト相が形成されており、該マルテンサイト相は 0. 2— 0. 45重量％の C、 6. 5— 12重量％の Crを固溶し、 1一 5重量％の Siおよび 0. 5— 4重量％の A1の少なくとも一方を固溶し、かつ Moの含有量又は Moと W の総含有量が 0—（4. 0-0. 5 X (31重量％+八1重量％) )の範囲に調整されていることを特徴とする請求項 5に記載の焼結摺動部材。

[7] 前記鉄系焼結摺動体は 1. 6-6. 5重量％の Moおよび総量で 1. 6-6. 5重量％の Moと Wのいずれかを含有し、前記マルテンサイト相は 1. 5 4重量％の Mo、総量で 1. 5— 4重量％の Moと Wおよび 0 0. 6重量％の Vからなる群力選ばれた一種以上を含有する請求項 4に記載の焼結摺動部材。

[8] 裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 1. 8-4. 5重量％、 Crが 12— 30重量％、 Vが 3. 5 一 10重量％、 Moが 2— 6. 4重量％または Moと Wが総量で 2— 6. 4重量％を含有し、前記マルテンサイト相は 0. 2— 0· 45重量％の C、 6. 5— 12重量％の Crを固溶し、 1一 3. 5重量％の Mo、総量で 1一 3. 5重量％の Moと Wおよび 0. 4— 0. 6重量％の Vからなる群から選ばれた一種以上を固溶し、前記マルテンサイト相中に Cr C型

7 3 炭化物が 10— 35体積％分散し、 MC型炭化物が 5— 15体積％分散し、総炭化物量力 — 40体積⁰ /₀であり、 Si, Mn, Ni, P, S, B, N, Mo, W, Co, Cuおよび Al力らなる合金元素群から選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする焼結摺動部材。

[9] 裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 0. 6- 1. 9重量％、 Crが 1一 7重量％、 Vが 0 3重量％を含有し、 Moが 3. 5重量％以上含有し、 (Mo + 0. 5 XW)が 4. 5 30重量％を含有し、かつ、固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％のマルテンサイト相に 5体積％以上の M C型炭化物と 5 40体積％の MC型炭化物が分散した組織からなり、 Si,

6

Mn, Ni, P, S, B， N， Ti， Co, Cuおよび Alからなる合金元素群力選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする焼結摺動部材。

[10] 前記鉄系焼結摺動体の炭素含有量が、 0. 05 X (1^0重量％ + 0. 5 重量％) + 14 X MC型炭化物体積分率≤(C重量％)≤0· 038 Χ (Mo重量％ + 0· 5 X W重量％) +0. 33 + 14 X MC型炭化物体積分率の範囲にあること特徴とする請求項 9 に記載の焼結摺動部材。

[11] 裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 1. 3 3重量％、 Crが 1一 5重量％、 Vが 3— 12重量 %、 Moが 10重量％以上、（Mo+W)が 10 23重量％を含有し、かつ、固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％のマルテンサイト相に 15 35体積％の M C型炭化物と

6

5— 15体積％の MC型炭化物が分散した組織からなり、 Si, Mn， Ni, P， S, B, N， Ti， Co, Cuおよび Alからなる合金元素群から選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする焼結摺動部材。

[12] 裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 0. 8— 3. 4重量％、 Crが 9一 28重量％、 Vが 0— 5 重量％、Moが5重量％以上、（Mo+W)が 5— 18重量％を含有し、かつ、固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％のマルテンサイト相中に 5— 25体積％の Cr C型炭化物

7 3 と 5— 25体積％の M C型炭化物と 0— 5体積％の MC型炭化物が分散し、総炭化物

6

量が 10— 40体積⁰ /₀であり、 Si, Mn, Ni, P, S, B, N, Ti, Co, Cuおよび Alからなる合金元素群から選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする焼結摺動部材。

[13] 前記鉄系焼結摺動体の炭素含有量は、 0. 043 X (Mo重量％ + 0. 5 重量％)

+ 8. 5 X Cr C型炭化物体積分率 + 14 X MC型炭化物体積分率≤(〇重量％)≤0

7 3

. 038 X (Mo重量％ + 0· 5 XWMfi%) +0. 33 + 8. 5 X Cr C型炭化物体積分

7 3

率 + 14 X MC型炭化物体積分率の範囲にある請求項 12に記載の焼結摺動部材。

[14] 裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた焼結摺動部材であって前記鉄系焼結摺動体は、 Cが 1. 5-3. 2重量％、 Crが 7— 25重量％、 Moが 3. 5 重量％以上、（Mo +W)が 5— 15重量％を含有し、かつ、 Vと Tiの少なくとも一方が総量で 3— 8重量％を含有し、固溶炭素濃度が 0. 2-0. 45重量％のマルテンサイト相中に 5— 20体積％の Cr C型炭化物と 5— 20体積％の M C型炭化物と 5— 15体

7 3 6

積％の MC型炭化物が含有し、総炭化物量が 15— 50体積％であり、 Si, Mn, Ni, P, S, B, N, V, Ti, Co, Cuおよび Alからなる合金元素群から選ばれた 1種以上が含有されることを特徴とする焼結摺動部材。

[15] 前記鉄系焼結摺動体は、 Cr, Mo, W， V粉末や高合金粉末を添加して組成調整することによって、平均粒径 40 z m以上に粗大化させた Cr C型炭化物、 M C型炭

7 3 6 化物および MC型炭化物の少なくとも 1種以上を 3体積％以上析出分散させたことを特徴とする請求項 1に記載の焼結摺動部材。

[16] 前記鉄系焼結摺動体は、 1一 5重量％の Ni、 1一 2重量の Mn、 2— 12重量％の Co および 0. 2- 1. 5重量％の A1からなる群から選ばれた 1種以上を含有することを特徴とする請求項 3に記載の焼結摺動部材。

[17] 前記マルテンサイト相には 5 40体積％の残留オーステナイト相が分散されていることを特徴とする請求項 16に記載の焼結摺動部材。

[18] 前記鉄系焼結摺動体は、 0. 1-1. 5重量％の Pおよび 0. 01-0. 2重量％の Bの少なくとも 1種を含有し、 Fe P, Cr P, FeMoP, V Pおよび FeTiPからなる群力ら選

3 2 2

ばれた 1種以上の化合物を 10体積％以下分散している請求項 1に記載の焼結摺動部材。

[19] 前記鉄系焼結摺動体は、 P, Sn, Al, Feおよび Niからなる群から選ばれた 1種以上が含有される Cu基合金を粒状に 1一 10体積％分散している請求項 1に記載の焼結摺動部材。

[20] 前記鉄系焼結摺動体は、 Mo金属粒子、 W金属粒子および黒鉛粒子の少なくとも一つが 1一 10体積％で分散され、前記一つが Cu又は Cu合金相で囲まれていることを特徴とする請求項 18に記載の焼結摺動部材。

[21] 前記鉄系焼結摺動体は、 1一 10体積％の閉塞化された気孔が分散され、該気孔の平均粒径が 0. 03-3. 0mmであることを特徴とする請求項 3に記載の焼結摺動部材。

[22] 前記鉄系焼結摺動体は、その摺動面に対して 3 10面積％の複数の凹部が分散されていることを特徴とする請求項 3に記載の焼結摺動部材。

[23] 前記マルテンサイト相が 150— 600°Cで焼戻し処理が施された焼戻しマルテンサイト相であることを特徴とする請求項 1に記載の焼結摺動部材。

[24] 前記裏金は、円筒状部材と、該円筒状部材の一端面に設けられた、摺動面を有する鍔部とからなり、前記摺動面に前記鉄系焼結摺動体が 0. 5mm以上の厚さで固定されている請求項 1に記載の焼結摺動部材。

[25] 前記鉄系焼結摺動体はドーナツ状平板の形状を有し、該ドーナツ状平板の内周面の少なくとも一部と該ドーナツ状平板の下面が前記裏金に焼結接合により固定されるものであって、前記鉄系焼結摺動体と前記裏金との接合面の一部に、焼結接合時に焼結体力発生するガスを抜くための穴および溝の少なくとも一方を設けることを特徴とする請求項 1に記載の焼結摺動部材。

[26] 請求項 3に記載の焼結摺動部材はスラスト軸受であり、前記鉄系焼結摺動体は Cr

C型炭化物、 M C型炭化物及び MC型炭化物の総量が 5 25体積％で分散され、

3 6

前記裏金の硬さが Hvl70以上であることを特徴とする焼結摺動部材。

[27] 請求項 3に記載の焼結摺動部材はスラスト軸受であり、前記鉄系焼結摺動体は Cr C型炭化物、 M C型炭化物及び MC型炭化物の総量が 5— 25体積％で分散され、

3 6

その摺動面に閉塞気孔および凹部の少なくとも一方を 1一 10面積％含有し、前記裏金の硬さが Hvl70以上であることを特徴とする焼結摺動部材。

[28] 前記裏金は、円筒状部材と、該円筒状部材の一端面に設けられたスラスト荷重を受けて摺動する鍔部とからなり、この鍔部の摺動面に前記鉄系焼結摺動体が焼結接合されており、前記円筒状部材の内周面に作業機ブッシュが固定され、該作業機ブッシュが多孔質焼結材料からなり、該多孔質焼結材料の気孔中に潤滑油又は潤滑油とワックス類からなる潤滑組成物が充填されていることを特徴とする請求項 26又は 27に記載の焼結摺動部材。

[29] 前記多孔質焼結材料が前記鉄系焼結摺動体と同等の材料からなることを特徴とする請求項 28に記載の焼結摺動部材。

[30] 請求項 3に記載の焼結摺動部材はフローティングシールであり、前記鉄系焼結摺動体は Cr C型炭化物、 M C型炭化物及び MC型炭化物の総量が 20 40体積％

7 3 6

で分散され、前記裏金の硬さが Hvl 70以上であることを特徴とする焼結摺動部材。

[31] 請求項 3に記載の焼結摺動部材はフローティングシールであり、前記鉄系焼結摺動体は Cr C型炭化物、 M C型炭化物及び MC型炭化物の総量が 20— 40体積％

7 3 6

で分散され、その摺動面に閉塞気孔および凹部の少なくとも一方を 1一 10面積％含有することを特徴とする焼結摺動部材。

[32] 前記鉄系焼結摺動体には 3— 10体積％の閉塞化された気孔が分散され、該気孔の平均孔径が 0. 03-1. 0mmであることを特徴とする請求項 30又は 31に記載の焼結摺動部材。

[33] 前記シール面に凹部が 3— 10面積％分散して形成され、前記凹部は前記シール面の幅方向に lmm以下の大きさであることを特徴とする請求項 30又は 31に記載の焼結摺動部材。

[34] 前記マルテンサイト相には 5 40体積％の残留オーステナイト相が分散されていることを特徴とする請求項 30又は 31に記載の焼結摺動部材。

[35] 裏金と、該裏金上に固定された鉄系焼結摺動体とを備えた請求項 26又は 27に記載の焼結摺動部材からなる軸受であって、前記鉄系焼結摺動体は、固溶炭素濃度が 0. 15-0. 5重量％に調整されたマルテンサイト相からなり、 5— 25体積％の炭化物を含有するものである軸受と、

前記軸受との組合せにおける相手摺動部材である軸受と、

を具備することを特徴とする作業機連結装置。