(57)【特許請求の範囲】
【請求項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り、
前記鉄系焼結摺動体は、０．９〜３．８重量％のＣを含有し、９〜３５重量％のＣｒ、１〜１２重量％のＭｏ、総量で１〜１６．２重量％のＭｏとＷ、０．４〜６重量％のＶからなる群から選ばれた１種以上を含有し、残部がＦｅおよび不可避的不純物からなり、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物およびＭＣ型炭化物からなる群から選ばれた１種以上の炭化物が前記マルテンサイト相に分散されていることを特徴とする焼結摺動部材。
【請求項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１〜１０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。
【請求項３】
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４０μｍ以上に粗大化させたＣｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物および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。
【請求項４】
前記鉄系焼結摺動体は、１〜５重量％のＮｉ、１〜２重量のＭｎ、２〜１２重量％のＣｏおよび０．２〜１．５重量％のＡｌ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１に記載の焼結摺動部材。
【請求項５】
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４に記載の焼結摺動部材。
【請求項６】
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、Ｆｅ３Ｐ，Ｃｒ２Ｐ，ＦｅＭｏＰ，Ｖ２ＰおよびＦｅＴｉＰからなる群から選ばれた１種以上の化合物を１０体積％以下分散している請求項１に記載の焼結摺動部材。
【請求項７】
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１〜１０体積％分散している請求項１に記載の焼結摺動部材。
【請求項８】
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１〜１０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６に記載の焼結摺動部材。
【請求項９】
前記鉄系焼結摺動体は、１〜１０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１に記載の焼結摺動部材。
【請求項１０】
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１に記載の焼結摺動部材。
【請求項１１】
前記マルテンサイト相が１５０〜６００℃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。
【請求項１２】
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。
【請求項１３】
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から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。
【請求項１４】
請求項１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ＣｒＣ３型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物及びＭＣ型炭化物の総量が５〜２５体積％で分散され、前記裏金の硬さがＨｖ１７０以上であることを特徴とする焼結摺動部材。
【請求項１５】
請求項１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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物及びＭＣ型炭化物の総量が５〜２５体積％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１〜１０面積％含有し、前記裏金の硬さがＨｖ１７０以上であることを特徴とする焼結摺動部材。
【請求項１６】
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１４又は１５に記載の焼結摺動部材。
【請求項１７】
請求項１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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物及びＭＣ型炭化物の総量が２０〜４０体積％で分散され、前記裏金の硬さがＨｖ１７０以上であることを特徴とする焼結摺動部材。
【請求項１８】
請求項１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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物及びＭＣ型炭化物の総量が２０〜４０体積％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１〜１０面積％含有することを特徴とする焼結摺動部材。
【請求項１９】
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１７又は１８に記載の焼結摺動部材。
【請求項２０】
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１ｍｍ以下の大きさであることを特徴とする請求項１７又は１８に記載の焼結摺動部材。
【請求項２１】
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１７又は１８に記載の焼結摺動部材。
【請求項２２】
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１４又は１５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。
【発明の詳細な説明】
【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、作業機連結装置において、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、イ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と自溶性合金から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ブ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上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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物を３０体積％以上に多量に晶出させることによってその焼付き性や耐摩耗性を改善した高硬度な高炭素高Ｃｒ鋳鉄で製造されていることが多い。
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【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噛み込みや、例えば油圧ショベルのバ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く、かつ、硬質なコーティング層が薄いために破損し易く、その破損片の更なる噛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く、さらに耐摩耗性が十分でなく、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く、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鋳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鋳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ブ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鋳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ィ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１〜１０面積％含有するものであっても良く、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、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ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９〜３５重量％、Ｖが０〜３重量％を含有し、その炭素含有量が０．１４３×（Ｃｒ重量％）−１．４１＋１４×ＭＣ型炭化物体積分率≦Ｃ重量％≦０．１５６×（Ｃｒ重量％）−０．５８＋１４×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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が５〜４０体積％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３．５〜１０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、１〜３．５重量％のＭｏ、総量で１〜３．５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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が１０〜３５体積％分散し、ＭＣ型炭化物が５〜１５体積％分散し、総炭化物量が１５〜４０体積％であり、Ｓｉ，Ｍｎ，Ｎｉ，Ｐ，Ｓ，Ｂ，Ｎ，Ｍｏ，Ｗ，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。
【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１〜７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×Ｗ）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Ｍ６Ｃ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，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。
【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１〜５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Ｍ６Ｃ型炭化物と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９〜２８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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物と５〜２５体積％のＭ６Ｃ型炭化物と０〜５体積％のＭＣ型炭化物が分散し、総炭化物量が１０〜４０体積％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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物と５〜２０体積％のＭ６Ｃ型炭化物と５〜１５体積％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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物及びＭＣ型炭化物の総量が５〜２５体積％で分散され、前記裏金の硬さがＨｖ１７０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１〜１０面積％含有しても良い。
【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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物及びＭＣ型炭化物の総量が２０〜４０体積％で分散されることを特徴とし、前記裏金の硬さがＨｖ１７０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１〜１０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。
【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。
【図面の簡単な説明】
【００２３】
【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の実施形態に係るバケット連結装置の概略構造を説明する図である。
【図４】（ａ）〜（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の実施形態に係るバ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の実施形態に係るバ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バケット連結装置の概略構造を説明する図である。
【図１１】転輪アッセンブリの要部構造を説明する図である。
【図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。
【図１３】Ｃｒ７Ｃ３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度との関係を示すグラフである。
【図１４】Ｍ６Ｃ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。
【図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。
【図２１】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。
【図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。
【発明を実施するための形態】
【００２４】
（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、バ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の実施形態に係るバケット連結装置の概略構造を説明する図である。図４（ａ）〜（ｃ）は、スラスト軸受の構造を説明する図である。
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はバケット連結装置９によってバケット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、例えばバケット連結装置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。以下にアーム５とバケット６との連結部に配されるバケット連結装置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、前記バケット連結装置９Ａは、バケット（一方側の機械構成要素）６と、このバケット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）１１，１１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、かつバケット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１２，１２を備えて構成されている。このバケット連結装置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、耐ヒー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い。
【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く、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、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ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。バ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２１ｃ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い。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℃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、土砂の噛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、土砂の噛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Ｈｖ１７０の軟質な裏金（降伏強度３０ｋｇｆ／ｍｍ２）に焼結接合された鉄系焼結摺動体が土砂の噛み込みによって破損、剥離しないように、その厚さを１ｍｍ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）に比べ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Ｈｖ１７０以上、好ましくは２２０以上に調整されていることが好ましく、また、後の機械加工性を考慮した場合には、Ｈｖ４００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く、また偏荷重が作用した時の本体の撓み量を考慮した場合においても、０．４ｍｍ程度の撓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いることが好ましい。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。従って、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ができる。尚、本例では、ガス抜き穴２３と溝２４を両方形成しているが、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１〜１０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い。これは他の実施形態及び実施例においても同様である。
【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く、接合前加工によって顕著なコストアップが避けられない。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ツ円盤状成形体（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から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い。
【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％とし、１５０〜６００℃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、スラスト軸受にか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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物および耐熱硬さに優れたＭ６Ｃ型炭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く、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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物を主体として、（Ｍ６Ｃ＋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合金の状態で添加することにより、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Ｍ６Ｃ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性と焼結接合性の改善を図ることができる。さらには、Ｆｅ３Ｐ，Ｃｒ２Ｐ，ＦｅＭｏＰ，Ｖ２Ｐ，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、Ｍ６Ｃ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ては、含有するＰがＭ６Ｃ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１〜１０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性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（Ｃｒ７Ｃ３＋ＭＣ＋Ｍ６Ｃ）型炭化物が分散し、さらに、平均孔径が０．０３〜１．０ｍｍ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が好ましく、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ＳｉＯ２粒子を鉄系焼結摺動材料に添加しておくことは、経済的にも極めて好ましい形態である。これにより、焼結時において、ＳｉＯ２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、それによって、ＳｉＯ２粒子跡に形成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、０．１〜３ｍｍ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、土砂の噛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い形態である。
【００４７】
（第２の実施形態）
図７は、本発明の第２の実施形態に係るバ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とバケットブラケット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。バケット６は作業内容に応じて適時交換して利用することが多く、かつメンテナンスが容易であることから、バケットブラケット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く、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（デイ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２７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の実施形態に係るバ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１１Ａ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、バ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１１Ａ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バ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、バ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、転輪アッセンブリの要部構造を説明する図である。本実施形態は、転輪アッセンブ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ブリ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。この転輪アッセンブリ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ルリング５４，５４と、各シールリング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が、圧縮して取り付けられたＯリング５５の弾性力によって転輪シャフト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、外部からの水、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く、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、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ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い。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メッキ、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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物および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Ｈｖ１７０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が、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１〜１０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い。また、フローティングシールの摺動面（シール面）に１〜３０面積％、好ましくは１〜１０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１／２以下とし、さらに、シール面の幅方向に０．５ｍｍ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１ｍｍ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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物をマルテンサイト相中に析出分散させたものが利用されるが、本実施例においては、ＳＫＤ材料系の適正焼入れ温度９００〜１０００℃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（オーステナイト＋Ｃｒ７Ｃ３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×（Ｃｒ重量％）−１．４１≦（Ｃ重量％）≦０．１５６×（Ｃｒ重量％）−０．５８
【００５７】
さらに、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が５〜５０体積％分散されるＣｒ添加量として９〜３５重量％を設定した。また、Ｖはマルテンサイト相の焼戻し軟化抵抗性と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添加の場合の炭素添加量とＣｒ添加量の関係が利用されるが、Ｖ添加によるわずかな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×（Ｃｒ重量％）−１．４１＋１４×ＭＣ炭化物の体積分率≦（Ｃ重量％）≦０．１５６×（Ｃｒ重量％）−０．５８＋１４×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９〜３５重量％、Ｖが０〜３重量％を含有し、その炭素含有量が０．１４３×（Ｃｒ重量％）−１．４１＋１４×ＭＣ型炭化物体積分率≦Ｃ重量％≦０．１５６×（Ｃｒ重量％）−０．５８＋１４×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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が５〜４０体積％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く、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×（Ｃｒ重量％）−１．４１＋０．１５×（Ｓｉ重量％）＋１４×ＭＣ型炭化物体積分率≦Ｃ重量％≦０．１５６×（Ｃｒ重量％）−０．５８＋０．１５×（Ｓｉ重量％）＋１４×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、１〜５重量％のＳｉおよび０．５〜４重量％のＡｌ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Ｃｒ７Ｃ３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（Ｃ重量％、Ｘ重量％）は、分散するＣｒ７Ｃ３型炭化物とＭＣ型炭化物の体積分率（ｆＣｒ７Ｃ３、ｆＭＣ）、マルテンサイトの炭素と各種合金元素濃度（ＣＭａｒ、ＸＭａｒ）、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物の炭素と各種合金元素濃度（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％）＝ＣＭａｒ×（１−ｆＣｒ７Ｃ３）＋Ｃ７３×ｆＣｒ７Ｃ３＋ＣＭＣ×ｆＭＣ
（Ｘ重量％）＝ＸＭａｒ×（１−ｆＣｒ７Ｃ３）＋Ｘ７３×ｆＣｒ７Ｃ３＋ＸＭＣ×ｆＭＣ
＝ＸＭａｒ×｛（１−ｆＣｒ７Ｃ３）＋ＫＸ７×ｆＣｒ７Ｃ３＋ＫＸＭＣ×ｆＭＣ｝
【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。
０．２×（１−ｆＣｒ７Ｃ３）＋８．７×ｆＣｒ７Ｃ３＋１４×ｆＭＣ≦（Ｃ重量％）≦０．４５×（１−ｆＣｒ７Ｃ３）＋８．７×ｆＣｒ７Ｃ３＋１４×ｆＭＣ
また、合金元素Ｘ添加量も、同様に次式で算出される。
（Ｘ重量％）＝ＸＭａｒ｛（１−ｆＣｒ７Ｃ３−ｆＭＣ）＋ＫＸ７×ｆＣｒ７Ｃ３＋ＫＸＭＣ×ｆＭＣ｝
ここで、ＫＸ７、ＫＸＭＣ（分配係数）はＣｒ７Ｃ３型炭化物、ＭＣ型炭化物とマルテンサイト相中のＸ濃度の比（＝Ｘ７３／ＸＭａｒ、＝ＸＭＣ／ＸＭａｒ）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等の添加量が算出できるようにしている（後述ではＫＸＭＣをＫＸＭ／Ｃ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＝１３、ＫＳｉ７、ＫＡｌ７＝０、ＫＮｉ７＝０．１、ＫＣｏ７＝０．２３、ＫＣｒＭ／Ｃ＝３．８、ＫＭｏＭ／Ｃ＝３、ＫＷＭ／Ｃ＝８．２、ＫＶＭ／Ｃ＝１１９、ＫＳｉＭ／Ｃ、ＫＡｌＭ／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が、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×Ｗ）：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×ＣｒＭａｒ（重量％）＋１１．８
と設定されることがより好ましい。
【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って、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１〜３．５重量％およびＡｌ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１〜５重量％およびＡｌ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おいては、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×（Ｓｉ重量％＋Ａｌ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）が０〜５．５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１〜５．５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化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１〜２．５重量％、Ｍｏが１〜２．８重量％であり、より好ましくはＳｉが１．５〜２．５重量％、Ｍｏが１〜２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化抵抗を顕著に高める経済的な元素である。このことから、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×Ｓｉ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×Ｓｉ重量％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αＦｅ相を安定化する合金元素であり、Ｓｉの添加によって、Ａ１，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（ΔＡ３＝℃／重量％、Ｓｉ：＋４０，Ａｌ：＋７０、Ｍｏ：＋２０、Ｖ：＋４０、Ｗ：＋１２、Ｍｎ：−３０、Ｎｉ：−１５、Ｃ：−２２０）から分かるように、Ｓｉ以外にも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−Ｘ４元系状態図（図１（ａ），（ｂ），（ｃ）参照）を参考にして、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物を主体的に分散させるマルテンサイト相組成（０．２重量％Ｃ−６．５〜１２重量％Ｃｒ）を検討した場合、３．５重量％Ｓｉの添加が可能であることから３．５重量％とした。また、後述するＭ６Ｃ型炭化物を主体として分散させる実施形態（０．４５重量％Ｃ−３重量％Ｍｏ−０．５重量％Ｖ）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、Ａｌの添加量は、ＡｌがＳｉよりも顕著にαＦｅ相を安定化することから、Ｓｉ添加量の約１／２に設定することとする。また、高濃度なＳｉ，Ａｌ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：１〜５重量％，Ｍｎ：０．５〜２重量％およびＣｕ：１〜１０重量％のうち一種以上を含有させることが好ましい（図１（ａ）、（ｂ）、（ｃ）参照）。
【００６７】
また、前記境界潤滑下の摺動面温度が５００℃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化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℃以上での焼戻し軟化抵抗性がＳｉよりも効果的に発現するＭｏ，Ｗ，Ｖを有効に活用し、６００℃での焼戻し処理（１ｈｒ）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℃の焼入れ温度におけるＭ６Ｃ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、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ＳＫＤ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化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が、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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物中に濃縮するので、後述の実施例で求めたＭｏ，ＷのＣｒ７Ｃ３型炭化物とマルテンサイト相間の分配係数ＫＭｏ７、ＫＷ７を用いて、前記Ｃｒ７Ｃ３型炭化物の下限分散量と上限分散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Ｍｏ：１．６〜６．４重量％、（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２〜４重量％と設定して、前記スラスト軸受用に適したＣｒ７Ｃ３：１０〜２５体積％ではＭｏ：２．３〜５．５重量％、前記フローティングシール用に適したＣｒ７Ｃ３：２０〜４０体積％ではＭｏ：２．６〜６．４重量％が好ましいこととしたが、より好ましくはＣｒ７Ｃ３：２５〜４０体積％、Ｍｏ：３．５〜６．４重量％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化抵抗性高める元素であるが、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。このことから、９００〜１１００℃の温度範囲では０．２〜０．６重量％であり、さらに、Ｃｒ７Ｃ３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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が析出する鉄系焼結摺動材料中において約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、５〜４０体積％のＣｒ７Ｃ３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、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物量に応じて０．５〜３．０（より正確には２．９）重量％を添加することが好ましい。また、マルテンサイト相の焼戻し軟化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（Ｃｒ７Ｃ３＋ＭＣ）の総炭化物量を１０〜２０体積％分散させることが好ましいので、Ｃ：１．１〜２．４重量％、Ｃｒ：１０〜２９重量％、Ｍｏ：１．８〜５重量％、Ｖ：１．１〜３．５重量％であることが好ましく、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、（Ｃｒ７Ｃ３＋ＭＣ）型炭化物の総量が２０〜４０体積％とすることがより好ましいので、Ｃ：１．９〜４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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物よりも硬質な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、１〜３．５重量％のＭｏ、総量で１〜３．５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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物と５〜１５体積％ＭＣ型炭化物を総炭化物量で１５〜４０体積％析出分散させるものとし、さらに、Ｓｉ，Ｍｎ，Ｎｉ，Ｐ，Ｓ，Ｂ，Ｎ，Ｃｏ，Ｃｕ，Ａｌ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い。
【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、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物と共存させてＭＣ型炭化物を分散させる場合には、Ｃｒ７Ｃ３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Ｃｒ７Ｃ３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保する観点から、少なくともＣ：１．８〜３．７重量％、Ｖ：３．７〜９重量％、Ｍｏ：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く、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い。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℃での焼戻し軟化抵抗性は、ロックウェル硬さＨＲＣで表記する焼戻しパラメータ△ＨＲＣ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％Ｃ，０．３４重量％Ｓｉ，１３．０３重量％Ｃｒ，０．０４重量％Ｖ）の６００℃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い。
△ＨＲＣ＝０．５×（１１×ＭｏＭａｒ−７．５×ＷＭａｒ＋２５．７×ＶＭａｒ＋５．８×ＳｉＭａｒ＋５．８×ＳｉＭａｒ）
例えば、△ＨＲＣ≧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％Ｗ以上、０．９３重量％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の添加なく、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の複合添加によっ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。
【００７７】
なお、ＭＣ型炭化物をＣｒ７Ｃ３型炭化物とともに分散させる場合の鉄系焼結摺動材料の適正炭素量が修正されることは前述したが、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ができる。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い。従って、ＭＣ型炭化物は（Ｖ，Ｍｏ，Ｗ，Ｃｒ）４Ｃ３型の複合炭化物として析出し、その炭化物の組成は、（Ｖ＋Ｍｏ＋Ｗ＋Ｃｒ）：８０重量，Ｃ：１５重量％，（Ｆｅ＋Ｍｎ＋等）：５重量％から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、ＫＣｒＭ／Ｃ＝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×ＫＶＭＣ／（（ＶＭａｒ×ＫＶＭＣ＋ＣｒＭａｒ×ＫＣｒＭＣ−ＭｏＭａｒ×ＫＭｏＭＣ＋ＷＭａｒ×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ＭＣ炭化物の近似的なマルテンサイト組成（２．０重量％Ｍｏ、２．０重量％Ｗ，４．５重量％Ｃｒ，０．４５重量％Ｖ）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％Ｖ−５．２重量％Ｍｏ−１４．１重量％Ｗ−１４．７重量％Ｃｒ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。
【００７８】
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℃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℃）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Ｆｅ３Ｍｏ３Ｃ，Ｆｅ３Ｗ３Ｃの結晶構造を基本とするＭ６Ｃ型炭化物と１〜９体積％のＶ４Ｃ３の構造を基本とするＭＣ型炭化物の総炭化物量が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）、Ｐ５６４．）である。このため、前記高Ｃｒ系工具鋼と同じく耐ヒートクラック性が十分でなく、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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物とＭＣ型炭化物をマルテンサイト相中に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、Ｍ６Ｃ型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℃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Ｍ６Ｃ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素量が、
０．０４３×（Ｍｏ重量％）≦（Ｃ重量％）≦０．０３８×（Ｍｏ重量％）＋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）について検討すると、オーステナイト（γ）とＭ６Ｃ炭化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、Ｍ６Ｃ型炭化物のオー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×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）≦（Ｃ重量％）≦０．０３８×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）＋０．３６
を満足させ、かつ、Ｍ６Ｃ型炭化物が５〜４０体積％を分散され、（Ｍｏ＋０．５×Ｗ）が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１〜７重量％、Ｖが０〜３重量％およびＭｏが３．５重量％以上で、（Ｍｏ＋０．５×Ｗ）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１〜７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Ｍ６Ｃ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、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Ｍ６Ｃ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×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）＋１４×ＭＣ炭化物の体積分率≦（Ｃ重量％）≦０．０３８×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）＋０．３６＋１４×ＭＣ炭化物の体積分率
【００８０】
なお、前記Ｃｒ７Ｃ３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Ｍ６Ｃ型炭化物の体積分率ｆＭ６ＣとＭ６Ｃ炭化物の炭素濃度ＣＭ６Ｃ（重量％）とを記述すると、鉄系焼結摺動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×（１−ｆＭ６Ｃ−ｆＭＣ）−ＣＭ６Ｃ×ｆＭ６Ｃ＋１４×ｆＭＣ≦（Ｃ重量％）≦０．４５×（１−ｆＭ６Ｃ−ｆＭＣ）＋ＣＭ６Ｃ×ｆＭ６Ｃ＋１４×ｆＭＣ
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、Ｍ６Ｃ型炭化物の炭素濃度（ＣＭ６Ｃ）は、Ｍ６Ｃ型炭化物中のＭｏ，Ｗの含有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、Ｍ６Ｃ炭化物とマルテンサイト相間の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。
ＣＭ６Ｃ＝０．９１×（Ｍｏ重量％／（Ｍｏ重量％＋Ｗ重量％））＋１．７４
【００８２】
なお、Ｍ６Ｃ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、ＫＷ６＝２３、ＫＶ６＝５．７，ＫＣｒ６＝０．９５，ＫＳｉ６＝２．３，ＫＡｌ６＝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、Ｍ６Ｃ炭化物中のＭｏ，Ｗ濃度が高く、Ｆｅ３Ｍｏ３Ｃでは５８重量％Ｍｏ，Ｆｅ３Ｗ３Ｃでは７０重量％Ｗまで固溶することから、ＭｏとＷが共存する場合には、ＭｏＭ６Ｃ／（ＭｏＭ６Ｃ＋ＷＭ６Ｃ）の比率に応じて（ＭｏＭ６Ｃ＋ＷＭ６Ｃ）重量％を計算することが好ましい。
【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、Ｍ６Ｃ型炭化物が５〜２０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く、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、Ｍ６Ｃ型炭化物が１５〜４０体積％、ＭＣ型炭化物が５体積％以下とし、総炭化物量が、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い。
【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℃での２回以上の焼戻し処理によって、残留オ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０．３〜２．０ｍｍ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加されないＮｉが１〜５重量％、Ｍｎが〜２重量％、Ｃｕが〜１０重量％の一種以上が添加されることとした。
【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が重要である。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く、シール面での摺動面圧が高くなっ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が、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）、Ｐ５６４．）に基づいて、焼入れ温度を９００〜１１５０℃、より好ましくは９００〜１０００℃に設定し、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、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物を分散させないために、そのＣｒ添加量を１〜７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１〜７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２００２−３８０２０３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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が析出して、Ｍｏ，Ｗ，Ｖ等による焼き戻し軟化抵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く、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い。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％であっても、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ニハード鋳鉄のマルテンサイト相組成は約５重量％Ｎｉ−１重量％Ｃｒ−１．５重量％Ｓｉである。
【００８９】
また、Ｍ６Ｃ型炭化物が４０体積％分散し、ＭＣ型炭化物（Ｖ４Ｃ３）が析出しない焼結摺動材料に添加される最大Ｖ添加量は、１．２重量％（より正確には１．１５重量％）である。前記Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が４０体積％分散し、ＭＣ型炭化物（Ｖ４Ｃ３）が析出しない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化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がわかる。
【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、Ｍ６Ｃ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％である。さらに、５体積％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の適正添加量は、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、Ｍ６Ｃが５〜２５体積％、ＭＣが５体積％以下で総炭化物量が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１〜３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、Ｍ６Ｃが２０〜４０体積％、ＭＣが１〜５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１〜３．５重量％、Ｍｏが１３重量％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×ＣｒＭａｒ＋１１×ＭｏＭａｒ−７．５×ＷＭａｒ＋２５．７×ＶＭａｒ＋５．８×（ＳｉＭａｒ＋ＡｌＭａｒ）
６００℃での焼戻し（１ｈｒ）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△ＨＲＣ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％、（ＭｏＭａｒ−ＷＭａｒ）が２〜４重量％、ＣｒＭａｒが１〜３．５重量％、ＶＭａｒが０〜０．６重量％、Ｓｉが０〜７重量％、Ａｌ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の焼戻し軟化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＋Ａｌ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Ａｌ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、Ａｌ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Ｍ６Ｃ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。Ｍ６Ｃ型炭化物の析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い。これらのことから、ＷよりもＭｏを主体に添加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、焼結用粉末の市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を添加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％（５〜１５体積％）で分散させることが好ましく、かつ総炭化物量を２０〜５０体積％に高めることが好ましい。そこで、少なくともＣが１．３〜３重量％、Ｃｒが１〜５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、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Ｍ６Ｃ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、Ｃｒ７Ｃ３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が９〜２８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Ｃｒ７Ｃ３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Ｍ６Ｃ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化物量が１０〜４０体積％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、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が１０〜２５体積％、ＭＣ炭化物が０．５〜５体積％と耐焼付き性に優れたＭ６Ｃ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１１〜２８重量％、Ｍｏが８重量％以上で（Ｍｏ＋Ｗ）が８〜１６重量％、Ｖが１〜５重量％含有することが好ましい。また、前記スラスト軸受用鉄系焼結摺動材料としては、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が５〜１０体積％、ＭＣ型炭化物が０．５〜５体積％と耐焼付き性に優れたＭ６Ｃ型炭化物が５〜１０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９〜２０重量％、Ｍｏが４．５重量％以上で（Ｍｏ＋Ｗ）が４．５〜１２重量％、Ｖが１〜４重量％含有することが好ましい。
【００９６】
前記の（Ｃｒ７Ｃ３型炭化物−Ｍ６Ｃ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（Ｃ重量％）は、ＣｒのＫＣｒ６≒１と近似できることから、下記式
０．０４３×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）＋２×０．０８５×（Ｃｒ重量％−６．５）≦（Ｃ重量％）≦０．０３８×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）＋０．３３−２×０．０８５×（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
０．２×（１−ｆＣｒ７Ｃ３−ｆＭ６Ｃ−ｆＭＣ）−８．７×ｆＣｒ７Ｃ３＋２．６５×ｆＭ６Ｃ＋１４×ｆＭＣ≦（Ｃ重量％）≦０．４５×（１−ｆＣｒ７Ｃ３−ｆＭ６Ｃ−ｆＭＣ）−８．７×ｆＣｒ７Ｃ３＋ＣＭ６Ｃ×ｆＭ６Ｃ＋１４×ｆＭＣ
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ｆＣｒ７Ｃ３，ｆＭ６Ｃ，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。
【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４０μｍ以上に粗大化させたＣｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ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、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いこととした。
【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９〜２８重量、Ｍｏが５重量％以上で、（Ｍｏ＋Ｗ）が５〜１８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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物と５〜２５体積％のＭ６Ｃ型炭化物および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Ｃｒ７Ｃ３炭化物、０．５〜５体積％：ＭＣ炭化物と、耐焼付き性に優れた１０〜２０体積％のＭ６Ｃ炭化物とし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１１〜２８重量％、Ｍｏが８重量％以上で（Ｍｏ＋Ｗ）が８〜１６重量％、Ｖが１〜５重量％を含有することが好ましく、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Ｃｒ７Ｃ３炭化物、０．５〜５体積％のＭＣ炭化物と、耐焼付き性に優れた５〜１０体積％のＭ６Ｃ炭化物として分散させる総炭化物量で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９〜２０重量％、Ｍｏが４．５重量％以上で（Ｍｏ＋Ｗ）が４．５〜１２重量％、Ｖが１〜４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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物と５〜２０体積％のＭ６Ｃ型炭化物および５〜１５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、オ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、過剰な添加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１〜５重量％を添加量範囲とし、Ｍｎは焼結性を阻害し易い元素であることから１〜２重量％を添加量範囲とし、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％の添加により、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化抵抗性を高め、また、前記のようにＳｉは０．５〜３．５重量％、Ａｌ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の焼戻し軟化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、１〜５重量％のＮｉ、１〜２重量のＭｎ、２〜１２重量％のＣｏおよび０．２〜１．５重量％のＡｌ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く、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Ｂのうち一種以上を添加し、Ｆｅ３Ｐ，Ｃｒ２Ｐ，ＦｅＭｏＰ，Ｖ２Ｐおよび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の添加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％以上の添加によって、Ｃｒ２Ｐ，ＦｅＭｏＰ，Ｖ２Ｐ，ＦｅＴｉＰ等の燐化物が析出分散し、耐焼付き性が改善されるが、過剰なＰ添加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１〜１０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１〜１０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、あらかじめ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、Ｍ６Ｃ型炭化物、Ｍｏ２Ｃ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ながることで選定されるものである。
【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１〜１０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っ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おいては、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１ｍｍ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ＳｉＯ２やＮｉ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０．１〜１ｍｍのＳｉＣ、Ｃｕ、樹脂等をあらかじめ混合、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ＳｉＯ２、Ｃｕ，樹脂は短繊維状に加工しやすい素材であって、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析によって均一分散性の確保が難しく、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１ｍｍ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℃以下、好ましくは、９００〜１０００℃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℃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℃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、初期馴染み性が悪く、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℃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℃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℃で一回の焼戻し処理を施すことがよ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かかり易いスラスト軸受にとっ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。このことから、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℃の一回の焼戻し処理が施されることが好ましく、炭化物総分散量を２０体積％以下にすることがより好ましく、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℃以下もしくは９００〜１０００℃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。鉄系裏金がフェライト、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い。前記鉄系焼結摺動材料は、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物及びＭＣ型炭化物の総量が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Ｈｖ１７０以上であることが好ましく、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１〜１０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からなるとともに、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い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く、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−０．６重量％Ｃ−０．３重量％Ｓｉ−０．４５重量％Ｍｎ−１５重量％Ｃｒ−３重量％Ｍｏ−１．２重量％Ｖ合金粉末と、Ｆｅ−０．６重量％Ｃ−０．３重量％Ｓｉ−０．３５重量％Ｍｎ−９重量％Ｃｒ−６重量％Ｍｏ−４重量％Ｗ−２重量％Ｖ合金粉末と、Ｆｅ−０．６重量％Ｃ−０．３重量Ｓｉ−４．５重量％Ｃｒ−５重量％Ｍｏ−６重量％Ｗ−２重量％Ｖ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６μｍ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℃で、Ｃ組成の成形体を１１３５℃で、Ｄ組成の成形体を１２３０℃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℃に炉冷し、１時間保持後に、４００ｔｏｒｒ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線マイクロアナライザー（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】
0005380512.tif 000002
【０１２３】
【表２】
0005380512.tif 000003
【０１２４】
前記焼結合金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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物とＭ６Ｃ型炭化物が平衡するようにしたものであり、焼結合金Ｄは、Ｍ６Ｃ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。
【０１２５】
表２中の母相、Ｍ７Ｃ３およびＭ６Ｃの欄はそれぞれの合金元素濃度を示しており、ＫＭ７はＣｒ７Ｃ３型炭化物と母相間の合金元素Ｍの分配係数（Ｃｒ７Ｃ３型炭化物と母相間の合金元素重量％／母相中の合金元素重量％）、ＫＭ６はＭ６Ｃ型炭化物と母相間の合金元素Ｍの分配係数（Ｍ６Ｃ型炭化物中の合金元素重量％／母相中の合金元素重量％）、ＫＭＭ／Ｃ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％／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、Ｃｒ７Ｃ２型炭化物の中の合金元素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１３に示され、Ｍ６Ｃ型炭化物の中の合金元素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】
0005380512.tif 000004
【０１２８】
なお、各合金元素についての、本発明で使用するＣｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ型炭化物、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にまとめて示したが、各合金元素については、
（１）Ｓｉ，ＡｌはＭ７Ｃ３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に濃縮し、マルテンサイト相の焼戻し軟化抵抗性を高めること、
（２）ＶはＭ７Ｃ３型炭化物へのＣｒ，Ｍｏ，Ｗよりもより多く濃縮し、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物の微細化を図るが、Ｍ６Ｃ型炭化物へはあまり濃縮せず、Ｍ６Ｃ炭化物とマルテンサイト相からなる鋼材においてはＭＣ型炭化物として析出し易く、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Ｍ７Ｃ３型炭化物よりもＭ６Ｃ型炭化物に顕著に濃縮すること、
（４）ＣｒはＣｒ７Ｃ３炭化物に頚著に濃縮するが、Ｍ６Ｃ炭化物へはほぼ濃縮しないこと、
（５）Ｎｉ，Ｃｏはい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って、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℃）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、Ｃｒ７Ｃ３炭化物が８〜１８体積％、ＭＣ炭化物が〜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かる。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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が０．５〜０．７重量％の炭素を固溶するマルテ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℃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、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が５〜４０体積％、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６．５〜１２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９〜３５重量％、Ｖが０〜３重量％を含有し、かつ、０．１４３×（Ｃｒ重量％）−１．４１＋１４×ＭＣ炭化物の体積分率≦（Ｃ重量％）≦０．１５６×（Ｃｒ重量％）−０．５８＋１４×ＭＣ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、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、０．１４３×（Ｃｒ重量％）−１．４１＋１４×ＭＣ炭化物の体積分率≦（Ｃ重量％）≦０．１５６×（Ｃｒ重量％）−０．５８＋１４×ＭＣ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が、０．１４３×（Ｃｒ重量％）−１．４１＋０．１５×（Ｓｉ重量％）＋１４×ＭＣ型炭化物体積分率≦Ｃ重量％≦０．１５６×（Ｃｒ重量％）−０．５８＋０．１５×（Ｓｉ重量％）＋１４×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。
【０１３１】
【表４】
0005380512.tif 000005
【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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物）を分散させることが好ましく、Ｃが１．０５〜３．８重量％、Ｃｒ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い。より耐摩耗性を改善する観点からは、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が１５体積％以上となる、Ｃが１．４５〜３．８重量％、Ｃｒが１４〜３５重量％であることがより好ましい。さらに、フローティ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、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物量を４０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く、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、（Ｃ重量％）≦０．１５６×（Ｃｒ重量％）−０．６８＋１４×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いることと類似している。
【０１３５】
またさらに、Ｃｒ７Ｃ３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おいては、焼結接合後の焼入れ温度を９００〜１０００℃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℃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×Ｃｒ重量％−１．４１≦（Ｃ重量％）≦０．１５６×Ｃｒ重量％−０．５８
【０１３６】
また、図１５には、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物が１０，２０，３０，４０体積％分散する組成位置を破線で示しているが、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物を１０体積％分散させる条件は（Ｃｒ重量％）≧１０重量％であり、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物を４０体積％以下分散させる条件は（Ｃｒ重量％）≦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化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℃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く、さらに好ましくはＨＲＣ５５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△ＨＲＣ式にあてはめて、合金設計されることが好ましい。
【０１３８】
また、図１６（Ｆｅ−Ｃ−Ｍｏ系状態図）を参考にすると、（Ｆｅ，Ｍｏ）６Ｃ型炭化物をほと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℃）であり、さらに、前述の１０〜４０体積％のＣｒ７Ｃ３型炭化物に濃縮するＭｏを考慮すると、好ましい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添加量を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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物に顕著に濃縮し、マルテンサイト相中に留ま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化抵抗性を高める元素としては非効率である。ＶはＣｒ７Ｃ３型炭化物を微細化する作用を示すために、マルテンサイト相中に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添加量は、１．１〜３．９重量％（１０〜４０体積％Ｃｒ７Ｃ３型炭化物）であり、Ｃｒ７Ｃ３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】
Ｍ６Ｃ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）、Ｐ５６４、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℃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℃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が、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、Ｍ６Ｃ型炭化物と平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−Ｌｉｎｅを比較すると、Ｆｅ−Ｃ−Ｗ系のＴｉｅ−Ｌｉｎｅの勾配はＭｏのそれの約１／２であること、Ｍ６Ｃ型炭化物と平衡するマルテンサイト相中のＭｏ，Ｗの重量％濃度がほぼ同じであることから、ＭｏとＷが共存添加された場合のＭ６Ｃ型炭化物とマルテンサイト相の組成平衡関係が０．５×Ｗ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（Ｃ重量％）が、次式
０．０４３×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）≦（Ｃ重量％）≦０．０３８×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）＋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）×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）＋１４×ＭＣ型炭化物体積分率≦（Ｃ重量％）≦０．０３８×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）＋０．３３＋１４×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、Ｃｒ７Ｃ３型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×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）＋８．５×Ｃｒ７Ｃ３型炭化物体積分率＋１４×ＭＣ型炭化物体積分率≦（Ｃ重量％）≦０．０３８×（Ｍｏ重量％＋０．５×Ｗ重量％）＋０．３３−８．５×Ｃｒ７Ｃ３型炭化物体積分率＋１４×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、このことから、Ｍｏを主体的に使用して、Ｗ添加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化抵抗性を高める観点からもＭｏを主体として添加することが好ましく、Ｗを添加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Ｍ６Ｃ型炭化物の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の標準焼入れ焼戻し鋼材とＳＣＭ４２０Ｈ材に表面炭素量が０．８重量％になるように９３０℃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℃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％Ｓｎ，Ｆｅ２５重量％Ｐ，Ｃｕ８重量％Ｐ，ＳｉＯ２破砕粉末および＃３００メッシュ以下のＳｉ、Ｃｒ粉末、平均粒径６μｍのＭｏ，Ｎｉ，Ｃｏ，Ｓｉ３Ｎ４，黒鉛（ロンザ社製ＫＳ６）粉末、さらに０．０３〜０．５ｍｍのＭｏ／Ｃｕメッキ粒子、黒鉛／Ｃｕメッキ粒子を適正に配合したものである。
【０１４７】
【表５】
0005380512.tif 000006
【０１４８】
【表６】
0005380512.tif 000007
【０１４９】
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℃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℃まで炉冷し、５００ｔｏｒｒのＮ２ガス冷却による焼入れを行い、さらに２００℃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．１〜６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添加によるＭＣ型炭化物、Ｓｉ３Ｎ４を分散析出させたものである。Ｎｏ．１〜６の合金は、Ｎｏ．１（固溶炭素濃度０．６重量％）とＮｏ．２，３，６との比較においてＭＣ炭化物およびＳｉ３Ｎ４の分散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。また、Ｎｏ．１〜６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、Ｆｅ３Ｐ，Ｖ２Ｐの燐化合物が分散されるＮｏ．１，２とＳＵＪ２，ＳＫＤ６，ＳＫＤ１１，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かる。
【０１５２】
また、Ｎｏ．７〜２３の比較において、Ｎｏ．８，１０，１３，１６のマル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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物の量的増大によって、耐ヒートクラッ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添加によっ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．２２においては、Ｍｏ，Ｗの添加によるＭ６Ｃ炭化物を分散させることによって、さらに、Ｎｏ．２３においてはＮｉ、Ｃｏの添加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く、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、Ｃｕ１０重量％Ｓｎ合金を添加した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Ｓｉ３Ｎ４を分散させたものである。マルテンサイト相の固溶炭素濃度を０．４重量％以下に下げ、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物との共存によって、顕著に耐ヒー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、Ｓｉ３Ｎ４粒子の分散による作用がより大きいことを示唆している。
【０１５５】
図２０（ｂ）に示すように、Ｎｏ．２８は、Ｎｏ．１６に２．５重量％のＳｉＯ２を添加して、焼結時の炭素による強力な還元作用によってＳｉＯ２を還元し、ＳｉＯ２粒子跡に気孔を形成させたものであり、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、ＳｉＯ２還元気孔による潤滑促進作用によって、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，ＣａＦ２等についても同様の効果が期待できる。
【０１５７】
Ｎｏ．３１〜Ｎｏ．３６はＭ６Ｃ型炭化物を主体として分散させた合金である。この合金は、Ｐの添加によって、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、Ｍ６Ｃ型炭化物の増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Ｍ６Ｃ型炭化物とＭＣ型炭化物が粒界に析出し、また、９６０℃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Ｖ２Ｐ）が析出していることがわかる。さらに、粒界に析出しているＭ６Ｃ型炭化物とＭＣ型炭化物をＸ線マイクロアナライザーで分析した結果（図２１中に示す）から、Ｓｉ，ＰはＭＣ炭化物やＣｒ７Ｃ３型炭化物から顕著に排出されるのに対して、Ｍ６Ｃ型炭化物へは顕著に濃縮していることが特徴的である（別の分析結果から、その分配係数ＫＳｉ６、ＫＰ６＝２）。従来のＭ６Ｃ型炭化物を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、Ｍ６Ｃ型炭化物の低融点化が起こることによる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Ｍ６Ｃ型炭化物の安定析出を促進し、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。Ｍ６Ｃ型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く、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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物とＭ６Ｃ型炭化物を共存させたものである。炭素添加量を少なくして、Ｃｒ７Ｃ３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固溶炭素濃度を低減させたＮｏ．３８と、さらに、Ｎｉ添加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、フローティング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鋼材から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℃の温度で２時間焼結接合し、９６０℃に炉冷却した後に、３０分間保持して４００ｔｏｒｒのＮ２ガス雰囲気下で焼入れ処理を施し、焼入れ後に２００℃で２時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加工して仕上げた後に、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、ＳｉＯ２が約５０重量％含有する泥水中で耐磨耗性の調査を実施した。
【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／シール位置長さ）を２ｋｇ／ｃｍとした条件で摺動抵抗が急激に増大する回転速度を調査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１ｍ／ｓｅｃの条件で５００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１ｋｇｆ／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−１．５Ｓｉ−１５Ｃｒ−２．５Ｍｏ−１．５ＮｉとＦｅ−３．５Ｃ−１．５Ｓｉ−９Ｃｒ−６Ｍｏ−４．５Ｗ−２Ｖ−２Ｎｉ−３Ｃｏの組成の鋳鉄シール材料（ＦＣ１５Ｃｒ３Ｍｏ，ＦＣ９Ｃｒ６Ｍｏ）および表６に記載したＳＫＤ１１，ＳＫＨ９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、（Ｃｒ７Ｃ３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く、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、Ｃｒ７Ｃ３型炭化物、Ｍ６Ｃ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鋳鉄では、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℃からの焼入れ後に、２００℃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っ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℃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／ｍｍ２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％以下とすることが好ましく、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。このことから、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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物の平衡状態における各種合金元素Ｍの分配係数ＫＭ７＝（Ｃｒ７Ｃ３型炭化物中の合金元素Ｍ重量％濃度／オ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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物への濃縮傾向が強く、ＶがＣｒ７Ｃ３型炭化物を効果的に微細化し（ＫＶ７：１７、ＫＣｒ７：６．５、ＫＭｏ７：２．５、ＫＷ７：２．９）、Ｓｉ，Ａｌ，Ｎｉ，Ｃｏの各元素はＣｒ７Ｃ３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Ｍ６Ｃ型炭化物の平衡状態における各種合金元素Ｍの分配係数ＫＭ６を先と同様に比較すると、Ｗ＞Ｍｏ＞Ｖ＞Ｓｉ，Ｐの順でＭ６Ｃ型炭化物に濃縮するが（ＫＷ６：２３、ＫＭｏ６：２０、ＫＶ６：５．５、ＫＳｉ６：２．４）、Ｃｒは僅かにＭ６Ｃ炭化物から排出されオーステナイト相に濃縮し、Ｎｉ，Ｃｏは顕著にＭ６Ｃ型炭化物から排出さ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Ｃｒ７Ｃ３型炭化物の平衡時にはオーステナイト中のＶ濃度の１７倍濃度でＣｒ７Ｃ３型炭化物に濃縮する。このため、１０、２０、３０、４０体積％のＣｒ７Ｃ３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。Ｃｒ７Ｃ３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を図ることは経済的でなく、Ｖ添加は焼結時におけるＣｒ７Ｃ３型炭化物の粗大化防止の観点から０．５〜４重量％の範囲にとどめることが好ましい。
【０１７３】
ただし、Ｍ６Ｃ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、Ｍ６Ｃ型炭化物への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％のＭ６Ｃ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。Ｍ６Ｃ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、Ｍ６Ｃ型とＭＣ型炭化物の合計が約１３体積％を含有する高速度鋼ＳＫＨ１０（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加する必要があるが、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い。
【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。
【符号の説明】
【０１７５】
１ 油圧ショベル
２ 作業機
３ 上部旋回体
４ ブーム
５ アーム
６ バケット
６ａ ブラケット
７ ブーム連結装置
８ アーム連結装置
９，９Ａ バケット連結装置
１０ 作業機連結ピン
１１，２２ 作業機ブッシュ
１２ａ，１２ｂ，２５，２６ スラスト軸受
１３ ボルト
１４ シール装置
１５ 潤滑剤供給口
１６ 潤滑剤供給路
２０ 鉄系焼結摺動体
２１ａ，２１ｂ 鉄系裏金
２１ｃ 鍔部
２３，２３Ａ ガス抜き穴
２４，２４Ａ 溝
２７ 摺動面
２８ａ アール溝
２８ｂ ダイヤ型溝
２９ 穴
３０ 溶射皮膜
３６ 転輪アッセンブリ
４９ 転輪リテーナ
５０ 転輪シャフト
５１ 転輪ブッシュ（鍔付ブッシュ）
５２ 転輪ローラ
５３ フローティングシール装置
５４ シールリング
５５ Ｏリング
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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【図２５】
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【図２０】
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【図２１】
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