(57)【要約】【課題】ステータとワンウェイクラッチのアウタレースとからなるステータユニットにおいて、アウタレースの内径面の変形を防止して寸法精度を確保することにより後加工を廃止する。【解決手段】ステータ36とワンウェイクラッチのアウタレース42とからなり両者を相対回転不能に固定したトルクコンバータ用ステータにおいて、アウタレース42を焼結材製とし、ステータ36の内径面とアウタレース42の外径面とのはめあいをルーズフィットとした。【選択図】図1
2015034610.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
ステータとワンウェイクラッチのアウタレースとからなり両者を相対回転不能に固定したトルクコンバータ用ステータにおいて、前記アウタレースを焼結材からニアネットシェイプ成形し、前記ステータの内径面と前記アウタレースの外径面とのはめあいをルーズフィットとしたトルクコンバータ用ステータユニット。
【請求項２】
前記ステータと前記アウタレースをリベットかしめした請求項１のトルクコンバータ用ステータユニット。
【請求項３】
前記アウタレースの外径面に平目ローレットを形成した請求項１のトルクコンバータ用ステータユニット。
【請求項４】
前記ステータと前記アウタレースをキーとキー溝により回り止めした請求項１のトルクコンバータ用ステータユニット。
【請求項５】
前記ステータと前記アウタレースをセレーションにより回り止めした請求項１のトルクコンバータ用ステータユニット。
【請求項６】
前記アウタレースが、モリブデンを含む鉄系合金粉末を主原料とし、これに０．１〜０．８質量％の炭素粉末を配合した原料粉末の圧粉体を焼結した焼結体からなり、焼結後の熱処理により形成された硬化層を有し、真密度比が９７％以上１００％未満であることを特徴とする請求項１のトルクコンバータ用ステータユニット。
【請求項７】
前記アウタレースが、拡散合金鋼粉及び黒鉛粉末を含む混合粉末を用いて形成された焼結機械部品であって、
前記拡散合金鋼粉１００ｗｔ％に対して前記黒鉛粉末が０．０５〜０．３５ｗｔ％であり、前記黒鉛粉末の平均粒子径が８μｍ以下であり、密度が７．５ｇ／ｃｍ３以上である、請求項１のトルクコンバータ用ステータユニット。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
この発明はトルクコンバータ用ステータユニットに関する。トルクコンバータ用ステータユニットは、ステータと、ワンウェイクラッチのアウタレースを、ユニット化したものである。
【背景技術】
【０００２】
自動車のオートマチックトランスミッション（ＡＴ）にはトルクコンバータが使用される。トルクコンバータは、エンジンのクランクシャフトからトランスミッションのインプットシャフトへ、トルクを伝達する役割を果たす。
【０００３】
一般に、トルクコンバータは、ポンプインペラと、タービンランナと、ステータを主要な構成要素としている。ポンプインペラはエンジンのクランクシャフトと連結され、タービンランナはトランスミッションのインプットシャフトと連結される。トルクコンバータの内部は閉じた空間となっており、流体（オートマチックトランスミッションフルード：ＡＴＦ）を封入してある。エンジンのクランクシャフトからのトルクを受けてポンプインペラが回転すると、遠心力の作用で、流体を介して、タービンランナにトルクが伝達され、タービンランナが回転する。
【０００４】
ステータはポンプインペラとタービンランナとの間に位置し、ワンウェイクラッチを介して一方向にのみ回転（空転）可能に支持される。
ステータは、流体の流れを整える整流作用と、エンジンからの入力トルクを増大させてタービンランナへ伝えるトルク増大作用とを担う。トルクコンバータに入力されるトルクと出力されるトルクの比をトルク比と呼び、ＡＴ車の場合、一般的に１．０〜２．５倍程度である。
【０００５】
通常、ステータはアルミ合金鋳物製で、機械的強度が低いことから、その内径部を直接ワンウェイクラッチのローラ又はスプラグの軌道面とすることはできない。そのため、ワンウェイクラッチのアウタレースを鋼製とし、ステータの内径側に圧入するようにしている。そして、ステータとアウタレースとの固定（回り止め）にはセレーションやキー溝を採用していた。
【０００６】
しかし、上記従来の固定方法では、加工費が高くつくという問題があった。そこで、特許文献１には、ステータの内径部とアウタレースの外形部に旋削加工による溝を設け、液状の接着剤を使用して固定する技術が開示されている。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００７】
【特許文献１】特開平７−１６７２５１号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【０００８】
トルクコンバータの目標寿命を達成するためには、ワンウェイクラッチのインナレース及びアウタレースの寸法精度を確保する必要がある。また、ワンウェイクラッチの寿命を満足するためには、アウタレースの真円度が０．０１ｍｍ程度必要である。しかし、アウタレース単品で真円度０．０１ｍｍの精度があったとしても、そのアウタレースをステータに圧入することで真円度が崩れてしまう。そのため、従来、圧入後に研削を実施している。具体的には、アウタレースをステータに圧入した後、内径面の変形を除去するため、アウタレースの内径面を研削して精度を確保している。
【０００９】
なお、特許文献１には、セレーションやキー溝による固定を廃止して、代わりに液状の接着剤を使用して固定する技術が開示されている。しかし、依然として圧入により固定するものである。したがって、圧入に伴い接着剤の膜が切れやすく、確実な接着が困難である。このような問題を除去するため、ステータの内径及びアウタレースの外径を旋削加工するときに同時に溝を加工しておくことが提案されている。このように、特許文献１に開示されている従来の技術では、圧入に起因する上記の問題は解消しない。しかも、大きなトルクが掛かった場合に接着が剥がれる危険性がある。
【００１０】
この発明の目的は、ステータとワンウェイクラッチのアウタレースとからなるステータユニットにおいて、アウタレースの内径面の変形を防止して寸法精度を確保することにより後加工を廃止することにある。
【課題を解決するための手段】
【００１１】
この発明は、ステータとアウタレースのはめあいをルーズフィット（すきまばめ）とすることにより課題を解決した。すなわち、この発明は、ステータとワンウェイクラッチのアウタレースとからなるトルクコンバータ用ステータにおいて、前記ステータと前記アウタレースのはめあいをルーズフィットとしたことを特徴とする。
【００１２】
ステータとアウタレースのはめあいをルーズフィットとしたことにより、両者を組み付けた後、軌道面となるアウタレース内周面の真円度の崩れが生じない。したがって、ステータとアウタレースを組み付けた後にアウタレースの内径面を研削する必要がない。
【発明の効果】
【００１３】
この発明によれば、ステータとアウタレースのはめあいを、従来の圧入（タイトフィット）に代えてルーズフィットとすることで、アウタレースの内径面の変形、具体的には真円度の崩れを防止して、アウタレースの内径面の寸法精度を確保することができる。したがって、従来必要であった圧入組立後の研削といった後加工を廃止することができる。
【００１４】
また、アウタレースの材料を、従来の溶解材から焼結材に変更することで、組立工程の短縮と製造コスト低減を図ることができる。具体的には、アウタレースを焼結金属でニアネットシェイプに成形することにより、はめあい部の機械加工を廃止することができる。
【図面の簡単な説明】
【００１５】
【図１】（Ａ）はこの発明の実施例を示すステータユニットの平面図、（Ｂ）は同じく斜視図である。
【図２】（Ａ）はこの発明の別の実施例を示すステータユニットの平面図、（Ｂ）は同じく斜視図である。
【図３】トルクコンバータの断面図である。
【図４】図１（Ｂ）に示すアウタレースの部分断面拡大図である。
【図５】図１（Ｂ）に示すアウタレースの製造工程例を示すブロック図である。
【図６】圧縮成形工程の初期段階を示す成形装置の概略断面図である。
【図７】圧縮成型工程の途中段階を示す成形装置の概略断面図である。
【図８】塑性加工工程の一例を示す略図である。
【図９】塑性加工に伴って焼結体の形状が変化する様子を示す模式図である。
【図１０】塑性加工の前後における焼結体の硬度の実測結果を示す図である。
【図１１】（Ａ）はリング圧縮疲労強さ試験に用いる円筒状試験片の側面図、（Ｂ）は同じく断面図である。
【図１２】（Ａ）は分級を行った粉末を用いた試験片（実施品）の断面拡大図、（Ｂ）は分級を行わなかった粉末を用いた試験片（比較品）の断面拡大図である。
【発明を実施するための形態】
【００１６】
以下、図面を参照してこの発明の実施の形態を説明する。
【００１７】
まず、図３を参照して、トルクコンバータの全体構成を説明する。
すでに述べたとおり、トルクコンバータはエンジンとトランスミッションとの間に介在する。図３に例示したトルクコンバータの場合、同図の右側にエンジン（図示せず）が位置し、同図の左側にトランスミッション（図示せず）が位置する。
【００１８】
トルクコンバータは、ポンプインペラ１２と、タービンランナ２６と、ステータ３６と、ロックアップクラッチ４４を含んでいる。
ポンプインペラ１２はコンバータカバー１０と溶接してあり、両者が一体となってハウジング１４を形成している。タービンランナ２６とステータ３６とロックアップクラッチ４４はハウジング１４の内部に収容されている。又はウジング１４の内部に流体（ＡＴＦ）が封入される。コンバータカバー１０には、図示しないドライブプレートを締結するための複数のボルト１８が設けてあり、コンバータカバー１０はドライブプレートを介してエンジンのクランクシャフトと結合される。
【００１９】
ポンプインペラ１２の内面には、円周方向に所定の間隔で配置した複数のブレード２２が設けてある。ブレード２２の、図中右側の端縁は、コアプレート１８で円周方向に連結してある。ポンプインペラ１２の軸心位置にはスリーブ２０が設けてあり、このスリーブ２０を通じて、トランスミッションのオイルポンプへ回転力を伝達するようになっている。
【００２０】
タービンランナ２６の内面には、円周方向に所定の間隔で配置した複数のブレード３２が設けてある。ブレード３２の、図中左側の端縁は、コアプレート３４で円周方向に連結してある。タービンランナ２６の軸心部にはタービンハブ２４が設けてある。このタービンハブ２４はスプライン孔を有し、図示しないトランスミッションのインプットシャフトのスプライン軸とトルク伝達可能に連結する。タービンハブ２４は、リベット３０を使用して、タービンランナ２６及びドリブンプレート２８と結合してある。
【００２１】
ポンプインペラ１２のブレード２２を設けた面とタービンランナ２６のブレード３２を設けた面は互いに向い合わせに配置してあり、両者の間にステータ３６が位置している。ステータ３６はワンウェイクラッチ（３８、４０、４２）の作用で一方向へのみ回転自在に設定されている。
【００２２】
タービンハブ２４の円筒部の外周面にシールリング５０を介して軸方向へ移動自在にロックアップクラッチ４４が設けてある。ロックアップクラッチ４４の、コンバータカバー１０の内壁面と当たる位置には摩擦材５６が接着してある。ロックアップクラッチ４４は、ハウジング１４の回転速度が所定値以上になると、ポンプインペラ１２とタービンランナ２６とを直結する役割を果たす。すなわち、制御室５８の作動液の圧力を制御することにより、ロックアップクラッチ４４を図中右側へ移動させて、摩擦材５６をコンバータカバー１０の内壁面に圧接させる。
【００２３】
ステータ３６の軸方向両側すなわち、後述するベアリングサポート５４とタービンハブ２４との間及びスリーブ２０とステータ３６との間に、軸方向のスラストを支承するスラストニードルベアリング６０が設けてある。
【００２４】
ロックアップクラッチ４４とタービンハブ２４とは、半径方向外側に配置した吸振ダンパ４６を介して連結されている。吸振ダンパ４６は、ドリブンプレート２８とホールディングプレート４８とトーションスプリング５２を構成要素としている。ドリブンプレート２８はすでに述べたとおりタービンハブ２４と結合してある。ホールディングプレート４８はロックアップクラッチ４４に結合してある。ドリブンプレート２８とホールディングプレート４８は、相互間でトーションスプリング５２を半径方向及び円周方向に保持する。吸振ダンパ４６は、トーションスプリング５２が回転方向で圧縮されることによって、トルク変動を少なくする働きをする。
【００２５】
エンジンのクランクシャフトからハウジング１４にトルクが入力されると、ポンプインペラ１２が回転し、遠心力の作用で、ハウジング１４内の流体（ＡＴＦ）を介してタービンランナ２６を回転させる。タービンランナ２６の回転は、タービンハブ２４からトランスミッションのインプットシャフトへ伝達される。
【００２６】
ポンプインペラ１２とタービンランナ２６との回転数の差が大きい作動状態においては、ステータ３６によるトルク増幅作用が働き、タービンランナ２６は大きなトルクで回転させられる。ポンプインペラ１２とタービンランナ２６との回転数の差が小さくなると、トルク増幅作用はなくなり、単に流体継手としてポンプインペラ１２からタービンランナ２６へ動力が伝えられる。
【００２７】
ハウジング１４が所定の速度以上で回転する場合、制御室５８の作動液の圧力を制御することにより、ロックアップクラッチ４４を図中右側へ移動させ、摩擦材５６をコンバータカバー１０の内壁面に圧接させる。すると、ロックアップクラッチ４４とコンバータカバー１０が直結される。その結果、コンバータカバー１０から、ロックアップクラッチ４４及び吸振ダンパ４６を介して直接、タービンハブ２４にトルクが伝達される。
【００２８】
ステータ３６を支持するワンウェイクラッチは、インナレース３８と、ローラ又はスプラグ４０と、アウタレース４２とを含む。アウタレース４２はステータ３６の内径側に組み付ける。インナレース３８は回転が拘束された状態になっている。すなわち、インナレース３８は固定された図示しないステータシャフトにスプライン結合される。
【００２９】
図示は省略したが、アウタレース４２の内径面にローラの場合は、ローラを収容するくさび形状の空間が形成してある。アウタレース４２が一方の回転方向に回転しようとすると、くさび形状空間の狭い方の間隙にローラがかみ込み、インナレース３８に対するアウタレース４２の相対回転を阻止する。アウタレース４２が逆方向へ回転しようとすると、くさび形状空間の広い方の間隙にWM-01 DRYFASTスプラグ４０が移動して、アウタレース４２の自由な回転（空転）を許容する。
【００３０】
ステータ３６の内径側に、ワンウェイクラッチ（３８、４０、４２）の図中左側面を覆う側面部３６ａが延長形成してある。また、ワンウェイクラッチ（３８、４０、４２）の図中右側面を覆うベアリングサポート５４がアウタレース４２の図中右側の側面に形成した凹部内に取り付けてある。側面部３６ａとベアリングサポート５４は、スラストニードルベアリング６０を介してステータ３６を支持するためのものである。
【００３１】
ステータ３６と、ワンウェイクラッチのアウタレース４２をユニット化したものをステータユニットと呼ぶこととする。ステータ３６はアルミニウム合金鋳物製とし、ダイキャストにより成形する過程で、内径面にセレーション（図１）又はキー溝（図２）を設けるが、内径面は円筒形状である場合もある。
【００３２】
一方、ワンウェイクラッチのアウタレース４２は、焼結材を用いて、ニアネットシェイプ成形する。アウタレース４２の外径面にも、セレーション（図１）又はキー溝（図２）を設けておく。なお、図１（Ｂ）及び図２（Ｂ）並びに後に言及する図８では、アウタレース４２の内周面を簡略化して単純な円筒形状であるかのように示してあるが、実際は、上ですでに述べたとおり、ローラ又はスプラグを収容するためのくさび形状の空間を設けたカム面が形成される。
【００３３】
このようにして、焼結材からニアネットシェイプ成形したアウタレース４２を、ダイキャスト成形したステータ３６に、ルーズフィットで組み付けて、図１及び図２に示すようなステータユニットを得る。ここで、ニアネットシェイプ成形とは、一般に、最終製品形状に近い形状を得ることであり、本発明では、仕上げ研削にて浸炭熱処理での熱処理硬化層が除去されることがない取りしろが付加された寸法を有する焼結体を得る加工方法を意味する。
【００３４】
ステータ３６とアウタレース４２のはめあいをルーズフィットとすることにより、ステータ３６にアウタレース４２を組み付けた状態で、アウタレース４２の真円度が崩れる心配がない。したがって、組み付けた後にアウタレース４２の内径を後加工する必要もない。
【００３５】
ここに例示したセレーションやキー溝に代えて、リベットかしめを採用したり、アウタレース４２の外径面に平目ローレットを形成したりしてもよい。
【００３６】
次に、外周にセレーションを形成したアウタレース４２（図１（Ｂ））を焼結材から得るための製造方法について述べる。以下では焼結体に符号１を当てる。
【００３７】
図１（Ｂ）に示すように、焼結体１は、その外周に、例えば転造によって形成された、セレーションを備えている。この焼結体１は焼結金属で形成され、真密度比は９７％以上１００％未満とされる。焼結後に熱処理を施すことにより、焼結体１の表面の全域に硬化層８が設けられている。また、歯面２の形成領域すなわち外周部には、図４に示すように、他領域よりも多孔質組織が緻密化された緻密層７が設けられている。緻密層７及び硬化層８の形成方法については後段で詳述するが、緻密層７は焼結体の外周部に塑性加工を施すことにより形成され、硬化層８は、塑性加工後、つまり緻密層７の形成後、焼結体に熱処理を施すことにより形成される。すなわち、硬化層８は緻密層７を含んで形成されている。かかる構成から、緻密層７は、硬化層８よりも高硬度とされる。また、焼結体１の各部位の硬度は、半径方向で見て、外周面が最も高く、芯部すなわち半径方向の中央部に向けて徐々に低下している。したがって、歯面２の機械的強度や耐摩耗性等は、焼結体１を構成する各部位のうちで最も高められている。
【００３８】
上記構成を具備した焼結体１は、図５に示すように、原料粉末準備工程Ｓ１、圧縮成形工程Ｓ２、焼結工程Ｓ３、塑性加工工程Ｓ４、熱処理工程Ｓ５を順に経て製造される。以下、各工程について順に説明する。
【００３９】
原料粉末準備工程Ｓ１では、焼結体１の成形用材料としての原料粉末１１０（図７参照）が準備・生成される。原料粉末１１０として、ここでは、モリブデン（Ｍｏ）及びニッケル（Ｎｉ）を含む鉄系合金粉末を主原料（主粉末）とし、これに炭素（Ｃ）粉末を適量配合したものが使用される。上記の鉄系合金粉末としては、モリブデン、ニッケル及び鉄（Ｆｅ）の部分化合金粉又は完全合金粉を使用する。原料粉末１１０に占める各元素の割合は、原料粉末１１０の質量を１００としたとき、モリブデン：０．２〜０．８質量％、ニッケル：０．２〜０．８質量％、炭素：０．１〜０．８質量％とし、残部を鉄（及び不可避的不純物）とする。ここでは、モリブデン、ニッケル及び炭素の配合割合をそれぞれ０．５質量％とし、残部を鉄（及び不可避的不純物）としたものが使用される。
【００４０】
鉄系合金粉末としては、コスト面や圧縮成形性を考慮し、平均粒径が４０〜１５０μｍのものを使用する。すなわち、平均粒径が４０μｍを下回るような小粒径の鉄系合金粉末は、高価であることに加え、流動性が悪く圧縮成形性が低下する。一方、平均粒径が１５０μｍを上回るような大粒径の鉄系合金粉末を使用すると、粉末間に大きな空孔が形成されやすく、高密度の圧粉体を得ることが難しくなる。
【００４１】
原料粉末１１０には、ステアリン酸亜鉛や二硫化モリブデン等の固体潤滑剤を一種又は二種以上添加（外付けで配合）してもよい。本実施形態では、原料粉末１０の質量を１００としたとき、０．０５質量％未満のステアリン酸亜鉛を原料粉末１０に添加している。
【００４２】
次に、圧粉成形工程Ｓ２では、図６及び図７に示すような成形装置１１１を使用して原料粉末１１０を圧縮成形することにより、図４に示す焼結体１に近似した形状（略完成品形状）の圧粉体を得る。成形装置１１１は、主要な構成として、同軸配置されたコア１１３、上下パンチ１１４、１１５及びダイ１１６を有する成形金型１１２と、ダイ１１６（成形金型１１２）を加熱するヒータ１１７と、成形金型１１２のキャビティ１１２ａに固体潤滑剤１１９を噴射するための潤滑剤噴射ノズル１１８とを備え、成形金型１１２は、例えばサーボモータを駆動源としたＣＮＣプレス機（図示せず）にセットされている。キャビティ１１２ａは、コア１１３の外径面１１３ａ、下パンチ１１５の上端面１１５ａ及びダイ１１６の内径面１６ａによって画成される。また、図示は省略するが、原料粉末１１０の充填性を高めるために、成形金型１１２に振動を付与する振動付与装置を設けてもよい。
【００４３】
上記構成の成形装置１１１において、まず、図６に示すように、コア１１３と上パンチ１１４の間に配置した潤滑剤噴射ノズル１１８から、キャビティ１１２ａに向けて固体潤滑剤１１９を噴射し、図７中の丸で囲んだ拡大図に模式的に示すように固体潤滑剤１１９をキャビティ１１２ａの画成面に付着させる。固体潤滑剤１１９としては、原料粉末１１０に添加した固体潤滑剤と同種の潤滑剤でも異種の潤滑剤でもよく、また、一種のみならず二種以上を混合して使用してもよい。ここでは、原料粉末１１０に添加した固体潤滑剤と同種の固体潤滑剤１１９、すなわちステアリン酸亜鉛を使用する。
【００４４】
このようにしてキャビティ１１２ａの画成面に固体潤滑剤１１９を付着させた後、潤滑剤噴射ノズル１１８を後退させるとともに、キャビティ１１２ａ内に原料粉末１１０を投入・充填する。次いで、上パンチ１１４をしたパンチ１１５に対して相対的に接近させ、キャビティ１１２ａ内に充填された原料粉末１１０を例えば８００〜１１００ＭＰａの加圧力で加圧し、圧粉体を成形する。そして、上パンチ１１４を上昇させるとともに、下パンチ１１５を上昇させ、圧粉体をキャビティ１１２ａ外に排出する（圧粉体を離型する）。
【００４５】
ここで、上述した圧粉体の成形プロセスのうち、少なくとも、キャビティ１１２ａへの原料粉末１１０の充填〜圧粉体の成形完了までの間、ヒータ１１７を作動させてダイ１１６（成形金型１１２）を加熱する。すなわち、成形金型１１２を加熱した状態でキャビティ１１２ａに充填された原料粉末１１０を圧縮成形することにより、圧粉体を得る。ヒータ１１７によるダイ１１６の加熱は、ダイ１１６の温度が７０℃以上、より好ましくは固体潤滑剤１１９の融点以上で、かつ１２０℃以下となるように行う。このようにすることにより、キャビティ１１２ａの画成面に付着させた固体潤滑剤１１９の潤滑成分を、原料粉末１１０（圧粉体）とキャビティ１１２ａの間、さらには原料粉末１１０を構成する個々の粉末間に効率よく拡散・浸透させることが可能となる。そのため、ダイ１１２ａの画成面に付着させる固体潤滑剤１１９の量や、原料粉末１１０への固体潤滑剤の添加量を減じても圧粉体の成形性や離型性が向上する。したがって、高密度かつ高精度の圧粉体を成形する上で、ひいては高強度の焼結体１を得る上で有利となる。
【００４６】
なお、ヒータ１１７によるダイ１１６の加熱は、ダイ１１６が常時上記温度範囲内に維持されるように行ってもよい。また、本実施形態では、ダイ１１６の内部に配置したヒータ１１７によりダイ１１６（成形金型１１２）を加熱する、いわゆる内部加熱方式を採用したが、成形金型１１２の外側に配置したヒータ等により成形金型１１２を加熱する外部加熱方式を採用してもよい。また、成形金型１１２のキャビティ１１２ａには、あらかじめ加温された原料粉末１１０を充填するようにしてもよい。
【００４７】
得られた圧粉体は焼結工程Ｓ３に移送される。この焼結工程Ｓ３では、圧粉体を構成する鉄系合金粉末の焼結温度以上で圧粉体を加熱することにより、隣接する粉末同士を焼結結合させ、焼結体１´（図８参照）を得る。圧粉体が鉄系合金粉末を主原料とした原料粉末１１０を圧縮成形したものであることから、酸素等の活性ガスが存在する雰囲気下で焼結を実行すると、圧粉体を構成する粉末が酸化し、焼結体１´、ひいては焼結体１の機械的強度等に悪影響が及ぶおそれがある。そのため、この焼結工程Ｓ３では、不活性ガス雰囲気（例えば窒素ガス雰囲気）下に配置した圧粉体を１２００℃以上１３００℃以下（例えば１２５０℃）で所定時間加熱することにより焼結体１´を得る。加熱温度の下限値を１２００℃に設定したのは、これよりも低い温度（例えば、一般的な鉄系金属の焼結体を形成するための温度である１１２０℃）で圧粉体を加熱した場合、粉末同士を十分な結合強度でもって結合させることができないからである。また、加熱温度の上限値を１３００℃に設定したのは、強度向上効果が飽和するためである。なお、圧粉体の焼結は、上記のような不活性ガス雰囲気下ではなく、真空下で行うようにしてもよい。
【００４８】
得られた焼結体１´は塑性加工工程Ｓ４に移送される。この塑性加工工程Ｓ４では、焼結体１´に塑性加工を施すことにより、焼結体１´の外周部に仕上がり形状の歯面２を成形する。歯面２の成形は、例えば図８に模式的に示すような転造機１２０を用いて行われる。転造器１２０は、焼結体１´を回転可能に支持する支持軸１２３と、支持軸１２３の外径側に配置され、外周に歯面２成形用の型部を有する２つのローラダイス１２１、１２２を備える。２つのローラダイス１２１、１２２は、支持軸１２３（焼結体１´）を挟んで互いに対抗する位置に配置されている。このような転造機１２０において、ローラダイス１２１、１２２を、支持軸１２３で回転可能に支持された焼結体１´の外周部に押し付けつつ回転させる。図８は回転方向を反時計まわりとした例である。これにより、焼結体１´の外周部全周にわたって仕上がり形状の歯面２が成形される。なお、ここに述べた転造加工は、例えば、外周部に、インボリュート形状の歯を所定ピッチで設けた歯面２´を有する焼結体１´（図９中の二点鎖線を参照）に対して施される。この場合、転造加工に伴って、歯面２´を構成する各歯は、周方向に圧縮変形するとともに径方向に伸長変形し、図９中に実線で示す仕上がり形状の歯に成形される。
【００４９】
また、これと同時に、焼結体１´外周部の多孔質組織が緻密化され、緻密層７（図４参照）が形成される。このように、多孔質組織が緻密化されて緻密層７が形成されることにより、応力集中源となる空孔が少なくなり、機械的強度、特に疲労強度に優れた歯面２が得られる。
【００５０】
上で述べた転造加工（塑性加工工程Ｓ４）は、冷間、温間、熱間のどの温度領域で実行してもよい。ただし、歯面２の成形精度やローラダイス１２１、１２２の耐久寿命を考慮するならば、冷間で転造加工を実行するのが好ましい。
【００５１】
ここで、転造加工前後における焼結体１´外周部の硬度測定結果を図１０に示す。同図からも明らかなように、転造加工後には、焼結体１´外周部の硬度が転造加工前に比べて大幅に高められる。特に、焼結体１´の表面付近の硬度が大幅に高められ、以降、焼結体１´の芯部（内部）に向かうにつれて硬度は徐々に低下し、所定の深さを超えると硬度はほぼ一定となる。
【００５２】
上述の各工程を経ることにより、真密度比が９７％以上１００％未満の焼結体１´、ここでは真密度比が９７％（密度換算すると、おおむね７．６ｇ／ｃｍ3）の焼結体１´が形成される。
【００５３】
最後に、仕上がり形状の歯面２が成形された焼結体１´は熱処理工程Ｓ５に移送される。この熱処理工程Ｓ５では、上記の焼結体１´に熱処理が施され、焼結体１´の表層部全域に焼入れに伴う硬化層８（図４参照）が形成される。これにより、焼結体１´の機械的強度や耐摩耗性が全体的に高められ、特に焼結体１´のうち、緻密層７の形成領域の機械的強度や耐摩耗性は一層高められる。熱処理の手法に特段の制約はなく、浸炭焼入れ、ずぶ焼入れ、高周波焼入れ等、既知の手法を適宜採用し得るが、ここでは浸炭焼入れを採用する。なお、焼結体１´（ギヤ１´）に、高い機械的強度等のみならず高い靱性を付与するため、焼入れ後には焼戻しを実行する。
【００５４】
上述の各工程を経て、図１（Ｂ）及び図４に示す機械部品としての焼結体１が完成する。なお、熱処理工程Ｓ５後には、焼結体１´（焼結体１）の各部を一層高精度化するため、研削加工、研磨加工、ラップ加工、超仕上げ加工等の仕上げ加工を必要に応じて実行することも可能である。
【００５５】
上述の要領で製造した焼結金属製の焼結体１は、その真密度比が９７％以上１００％未満（密度に換算すると、おおむね７．６ｇ／ｃｍ3以上７．８ｇ／ｃｍ3未満）と溶製材に近似する程度にまで高密度化されている。そのため、焼結体１は、機械的強度、耐摩耗性及び疲労強度等に優れた特性を示すものとなる。
【００５６】
このような高密度・高強度の焼結体１´は、特に材料面において、（１）原料粉末１０を構成する主原料として、モリブデンを含む鉄系合金粉末を選択使用したこと、（２）原料粉末１０に占める炭素粉末の配合割合を０．１〜０．８重量％と一般的な焼結金属よりも少なくしたことにより実現される。すなわち、上記（１）を採用することにより、圧縮成形性と焼結性の向上が図られ、上記（２）を採用することにより、粉末間における潤滑性、及び焼結後の焼入れ性を確保しつつも、低比重の炭素配合量が減る分、圧縮成形性が一層向上し、高密度化が達成される。
【００５７】
また、焼結体１は、焼結後の熱処理により形成された硬化層８を有するため、高い強度を有する。特に、熱処理としての浸炭焼入れ焼戻しを焼結体１´に施したことにより、焼結体１の硬度は表面から芯部に向かうにつれて徐々に低くなる。したがって、焼結体１は高い靱性を併せて具備しており、耐久寿命や耐衝撃性に優れたものとなる。
【００５８】
その一方、焼結体１を得るための原料粉末１１０として、鉄系合金粉末を主原料とし、これに炭素粉末を適量配合したものを使用したので、原料粉末１１０を準備・生成する過程において造粒処理という煩雑な処理を実行する必要がなくなる。そのため、造粒処理を必要とするものに比べて製造コストが大幅に低減する。以上のことから、機械的強度、耐摩耗性、疲労強度等に優れるとともに、高い靱性が付与された焼結金属製の焼結体１を低コストで量産することが可能となる。
【００５９】
なお、原料粉末１１０の組成は上述のものに限られない。例えば、モリブデンを含む鉄系合金粉末（モリブデン‐鉄の部分化合金粉末）を主原料とし、これに炭素粉末及びクロム（Ｃｒ）粉末を配合した原料粉末１１０を使用することもできる。この場合、原料粉末１１０の質量を１００としたとき、モリブデン、炭素及びクロムがそれぞれ０．２〜０．８質量％、０．１〜０．８質量％及び０．５〜２．０質量％含まれ、残部が鉄（及び不可避的不純物）となるように各粉末を配合する構成を挙げることができる。また、例えば、モリブデン及びニッケルを含む鉄系合金粉末（モリブデン‐ニッケル‐鉄の部分化合金粉末）を主原料とし、これに、炭素粉末及び硫化マンガン（ＭｎＳ）粉末を配合した原料粉末１０を使用することもできる。この場合、原料粉末１１０の質量を１００としたとき、モリブデン、ニッケル、炭素及び硫化マンガンがそれぞれ０．２〜０．８質量％、０．２〜０．８質量％、０．１〜０．８質量％及び０．５〜２．０質量％含まれ、残部が鉄（及び不可避的不純物）となるように各粉末を配合する構成を挙げることができる。
【００６０】
また、述べたように、焼結工程Ｓ３と熱処理工程Ｓ５との間に塑性加工工程Ｓ４を設け、この塑性加工工程Ｓ４で焼結体１´を仕上がり形状に成形するとともに、他領域よりも多孔質組織が緻密化されてなる緻密層７を形成するようにするほか、塑性加工工程Ｓ４を省略してもよい。すなわち、圧縮成形工程Ｓ２で仕上がり形状の圧粉体を成形することができ、かつ、熱処理工程Ｓ５ｄｅ硬化層８を形成するだけでも、真密度比９７％以上１００％未満の焼結体１´を得ることができる場合には、塑性加工工程Ｓ４は省略することができる。
【００６１】
次に、アウタレースを焼結材から得るための別の製造方法について述べる。この場合も、混合工程、圧縮成形工程、焼結工程、熱処理工程を経て焼結体が製造される。そして、混合工程では、合金鋼粉と黒鉛粉末と潤滑剤を所定の割合で混合する。
【００６２】
合金鋼粉としては、例えば、合金成分としてニッケル（Ｎｉ）とモリブデン（Ｍｏ）を含み、残部を鉄（Ｆｅ）及び不可避不純物としたものが使用できる。Ｎｉは焼結体の機械的性質を強化し、熱処理後の焼結体の人生を向上させる効果がある。また、Ｍｏは焼結体の機械的性質を強化し、熱処理時の焼入れ性を向上させる効果がある。合金鋼粉は、あらかじめ目開き１８０μｍのふるい通しを行い、分級しておくことが望ましい。
【００６３】
合金鋼粉としては、例えば、Ｆｅ合金の周囲に他の金属を拡散付着させた拡散合金鋼粉を使用でき、具体的には、Ｆｅ合金の周囲に、Ｎｉ、Ｍｏ、マンガン（Ｍｎ）、クロム（Ｃｒ）の中の少なくとも一種を拡散付着させたものを使用できる。本実施形態では、Ｆｅ‐Ｍｏ合金の周囲にＮｉを拡散付着させた拡散合金粉が使用される。このように、Ｆｅ合金にＮｉ等の金属を拡散付着させることで焼結前の合金鋼粉の硬さが抑えられるため、圧縮成形時の成形性が確保される。その結果、比較的多量のＮｉを配合することが可能となる。具体的に、本実施形態の拡散合金鋼粉におけるＮｉの配合割合は、１．５〜２．３ｗｔ％、好ましくは１．７〜２．２ｗｔ％とされる。また、Ｍｏは、焼入れ性を向上させる効果があるが、多量に添加してもその効果は飽和して、成形性を悪化させる原因となる。このため、拡散合金鋼粉におけるＭｏの配合割合は、０．５〜１．５ｗｔ％、好ましくは０．８〜１．２ｗｔ％、より好ましくは０．９〜１．１ｗｔ％とされる。
【００６４】
また、合金鋼粉として完全合金鋼粉を使用することもでき、具体的には、Ｆｅと、Ｎｉ，Ｍｏ，Ｍｎ，Ｃｒの中の少なくとも一種とからなる完全合金粉を使用できる。本実施形態では、Ｆｅ‐Ｍｏ‐Ｎｉ完全合金鋼粉が使用される。この場合、完全合金鋼粉におけるＮｉの配合割合は０．４５〜０．９ｗｔ％とされ、好ましくは０．５〜０．８ｗｔ％、より好ましくは０．５〜０．６ｗｔ％とされる。完全合金鋼粉におけるＭｏの配合割合は、０．６〜１．１ｗｔ％、好ましくは０．８〜１．１ｗｔ％、より好ましくは０．９〜１．１ｗｔ％とされる。
【００６５】
黒鉛粉末は、例えば人造黒鉛が使用される。黒鉛粉末は、平均粒径が８μｍ以下のものが使用され、好ましくは２〜６μｍ、より好ましくは３〜４μｍのものが使用される。合金鋼粉として拡散合金鋼粉を用いた場合、黒鉛粉末の配合割合は、合金鋼粉１００ｗｔ％に対して０．０５〜０．３５ｗｔ％、好ましくは０．１〜０．３ｗｔ％、より好ましくは０．１５〜０．２５ｗｔ％とされる。一方、合金鋼粉として完全合金鋼粉を用いた場合、黒鉛粉末の配合割合は、合金鋼粉１００ｗｔ％に対して０．１５〜０．３５ｗｔ％、好ましくは０．１５〜０．２５ｗｔ％とされる。
【００６６】
潤滑剤は、混合粉末を圧縮成形する際の金型／粉末間又は粉末同士の摩擦を低減させる目的で添加される。潤滑剤としては、金属せっけんやアミドワックス等が使用され、例えばエチレンビスステアリルアミド（ＥＢＳ）が使用される。
【００６７】
圧縮成形工程では、上記の混合粉末を金型のキャビティに投入して圧縮成形することにより、所定形状の圧粉体が形成される。このとき、成形時の温度は室温以上、潤滑剤の融点以下であることが好ましい。特に、潤滑剤の融点よりも１０〜２０℃低い温度で成形すると、粉末の降伏強度を低下させ、圧縮性が高められるため、成形密度を高めることができる。また、必要であれば、金型表面に、摩擦低減のための被膜（ＤＬＣ被膜など）をコーティングしてもよい。
【００６８】
成形圧力を高くすると、圧粉体の密度を高くすることができる。一方、成形圧力が高すぎると、圧粉体の内部に密度むらによるラミネーション（層状剥離）や金型の破損などが生じる。本実施形態では、１０００〜１４００ＭＰａ程度の成形圧力で圧縮成形工程が行われ、圧粉体の密度が７．４ｇ／ｃｍ3以上とされる。
【００６９】
次に、焼結工程では、圧粉体を所定の焼結温度で焼結する。焼結温度は、例えば１１００〜１３５０℃の範囲内で設定される。焼結工程は、窒素と水素の混合ガスやアルゴンガスなどの不活性雰囲気下で行われる。圧粉体を焼結することにより、圧粉体中の黒鉛粉末が合金鋼粉内に固溶し、黒鉛粉末があった部分が空孔となる。これとともに、合金鋼粉が焼結結合することにより圧粉体全体が収縮する。その結果、黒鉛粉末の固溶による密度低下より、圧粉体の収縮による密度上昇の効果が上回り、焼結体の密度が圧粉体の密度よりも高くなる。焼結体の密度は、７．５ｇ／ｃｍ3以上、好ましくは７．５５ｇ／ｃｍ3以上、より好ましくは７．６ｇ／ｃｍ3以上とされる。
【００７０】
その後、焼結体に熱処理が施される。本実施形態では、焼結体に、浸炭焼入れ焼戻し処理が施される。これにより、表面の硬度が高められるとともに、内部の靱性が確保されるため、き裂の進展が抑制される。
【００７１】
以上により、本発明の実施形態に係る焼結機械部品が完成する。この焼結機械部品は、例えば、ギヤやカムとして使用できる。拡散合金鋼粉を用いた場合の焼結機械部品は、内部硬さが３００〜５００ＨＶ（好ましくは４００〜５００ＨＶ）、圧環強さが１７５０ＭＰａ以上（好ましくは１９００ＭＰａ以上、より好ましくは２０００ＭＰａ以上）、リング圧縮疲労強さ２９０ＭＰａ以上（好ましくは３１５ＭＰａ以上、より好ましくは３４０ＭＰａ以上）とされる。一方、完全合金鋼粉を用いた場合の焼結機械部品は、内部硬さが３００〜５００ＨＶ（好ましくは３５０〜４５０ＨＶ）、圧環強さが１５００ＭＰａ以上（好ましくは１６００ＭＰａ以上）、リング圧縮疲労強さ２９０ＭＰａ以上（好ましくは３１５ＭＰａ以上）とされる。
【００７２】
効果を確認するために、以下に示す評価試験を行った。部分拡散合金粉としては、ＪＦＥスチール株式会社製のシグマロイ２０１０を用いた。完全合金粉としては、株式会社神戸製鋼所製の４６Ｆ４Ｈを用いた。潤滑剤としては、ロンザジャパン株式会社製のＡＣＲＡＷＡＸ  Ｃを０．５ｗｔ％添加した。黒鉛粉末としては、人造黒鉛を用いた。これらを混合した混合粉末を用いて、圧縮成形工程、焼結工程、熱処理工程を経て、試験片を作成した。試験片は、外径φ２３．２ｍｍ、内径φ１６．４ｍｍ、軸方向寸法７ｍｍの円筒形状とした。焼結工程は、窒素及び水素雰囲気のトレイプッシャ炉で、１２５０℃×１５０ｍｉｎ行った。熱処理工程は、８８０℃×６０ｍｉｎの条件で浸炭処理を施した後、８４０℃で焼入れし、１８０℃×６０ｍｉｎの条件で焼戻しを行った。
【００７３】
以下に示すように、試験片の組成を異ならせて、各試験片の焼結密度、硬さ、圧環強さ、リング圧縮疲労強さを測定した。焼結密度の測定方法はＪＩＳ  Ｚ２５０１、表面硬さ（ロックウェルＨＲＡ）の測定方法はＪＩＳ  Ｚ２２４５、内部硬さ（ビッカースＨＶ０．１）の測定方法はＪＩＳ  Ｚ２２４４、圧環強さの測定方法はＪＩＳ  Ｚ２５０７にそれぞれ則った。圧環強さの試験条件は、０．５ｍｍ／ｍｉｎのストローク制御で行った。
【００７４】
リング圧縮疲労強さは、以下の方法で測定した値を用いた。図１１に示すように、円筒状試験片の半径（厚さ中心までの半径）をＲ、厚さをｈ、軸方向寸法をｄとし、試験片に対して、直径方向の繰り返し荷重Ｗを試験片が破損するまで加える。繰り返し荷重Ｗの極大値と極小値との比は０．１とされる。繰り返し荷重Ｗを１×１０7回加え続けても破損が生じなかったときの最大引張応力σｍａｘが、当該試験のリング圧縮疲労強さとなる。なお、最大引張応力σｍａｘは、数１で定義される。
【数１】
2015034610.tif 000003
【００７５】
上式のうち、Ａは試験片の断面積で、Ａ＝ｄ・ｈで表される。最大曲げモーメントＭは、Ｍ＝０．３１８ＷＲで表される。断面係数κは、以下の数２で表される。
【数２】
2015034610.tif 000004
【００７６】
（１）黒鉛粉末の添加量について
まず、黒鉛粉末中の黒鉛粉末の添加量を異ならせた場合の焼結体の特性を比較した。具体的には、平均粒径３．４μｍの人造黒鉛の添加量を、０〜０，８ｗｔ％の範囲で異ならせた試験片を作成し、各試験片の焼結密度、表面硬さ、内部硬さ、圧環強さ、及びリング圧縮疲労強さを測定した。なお、焼結密度及び表面硬さは熱処理前の焼結体の値であり、内部硬さ、圧環強さ、及びリング圧縮疲労強さは熱処理後の焼結体の値である。圧環強さの評価基準は、１６００ＭＰａ未満のときは×、１６００〜１７５０ＭＰａ未満のときは△、１７５０〜１９００ＭＰａ未満のときは○、１９００ＭＰａ以上のときは◎とした。リング圧縮疲労強さの評価基準は、２９０ＭＰａ未満のときは×、２９０〜３１５ＭＰａ未満のときは△、３１５〜３４０ＭＰａ未満のときは○、３４０ＭＰａ以上のときは◎とした。その結果を表１及び表２に示す。
【００７７】
【表１】
2015034610.tif 000005
【００７８】
【表２】
2015034610.tif 000006
【００７９】
表１の結果から、拡散合金鋼紛を用いた場合は、黒鉛粉末の添加量は０．０５〜０．３５ｗｔ％、好ましくは０．１〜０．３ｗｔ％、より好ましくは０．１５〜０．２５ｗｔ％とすることが望ましいと言える。また、表２の結果から、完全合金鋼粉を用いた場合は、黒鉛粉末の添加量は０．１５〜０．３５ｗｔ％、好ましくは０．１５〜０．２５ｗｔ％とすることが望ましいと言える。
【００８０】
（２）黒鉛粉末の粒径について
次に、黒鉛粉末の粒径を異ならせた場合の焼結体の特性を比較した。具体的には、平均粒径を１．０〜１０．０μｍの範囲で異ならせた人造黒鉛を用いて試験片を作成し、これらの試験片の焼結密度を測定した。その結果を表３に示す。焼結密度の評価基準は、７．４７ｇ／ｃｍ3未満のときは×、７．４７〜７．５０ｇ／ｃｍ3未満のときは△、７．５０ｇ／ｃｍ3以上のときは○とした。
【００８１】
【表３】
2015034610.tif 000007
【００８２】
表３の結果から、黒鉛粉末の平均粒径は、８μｍ以下、好ましくは６μｍ以下、より好ましくは４μｍ以下とすることが望ましいと言える。また、同結果から、黒鉛粉末の平均粒径は、１μｍ以上、好ましくは２μｍ以上、より好ましくは３μｍ以上とすることが望ましいと言える。
【００８３】
（３）合金鋼粉末の粒度について
次に、合金鋼粉末の粒度を異ならせた場合の焼結体の特性を比較した。具体的には、分級を行った合金鋼粉を用いた試験片（実施品）と、分級を行わなかった合金鋼紛を用いた試験片（比較品）とを比較した。分級は、合金鋼紛を、目開き１８０μｍのふるいを通過させ、粗大な粒子を取り除くことで行われる。その結果を表４に示す。また、実施品及び比較品の断面観察を行った結果、比較品の断面は最大約１５０μｍの粗大空孔（黒い部分が空孔）が観察された（図１２（Ａ）参照）。これに対し、実施品の断面には粗大空孔はほとんど観察されなかった（図１２（Ｂ）参照）。
【００８４】
【表４】
2015034610.tif 000008
【００８５】
表４の結果及び図１２から、目開き１８０μｍのふるいを通過させて粗大な粒子を除外した合金鋼粉を用いれば、粗大空孔の形成が抑えられることが確認された。
【００８６】
（４）Ｎｉの添加量について
合金鋼粉中のＮｉの添加量を異ならせた試験片の焼結密度及び圧環強さを測定した。その結果を表５及び表６に示す。焼結密度の評価基準は、７．５０ｇ／ｃｍ3未満のときは×、７．５０〜７．５５ｇ／ｃｍ3未満のときは△、７．５５〜７．６０ｇ／ｃｍ3未満のときは○、７．６０ｇ／ｃｍ3以上のときは◎とした。圧環強さの評価基準は、上記（１）と同様とした。
【００８７】
【表５】
2015034610.tif 000009
【００８８】
【表６】
2015034610.tif 000010
【００８９】
表５の結果から、拡散合金鋼粉を用いた場合は、Ｎｉの添加量は１．５〜２．３ｗｔ％、好ましくは１．７〜２．２ｗｔ％程度とすることが望ましいと言える。また、完全合金鋼粉を用いた場合は、Ｎｉの添加量は０．４５〜０．９ｗｔ％、好ましくは０．５〜０．７ｗｔ％程度とすることが望ましいと言える。
【００９０】
（５）Ｍｏの添加量について
合金鋼粉中のＭｏの添加量を異ならせた試験片の焼結密度及び圧環強さを測定した。その結果を表７及び表８に示す。焼結密度の評価基準は、上記（４）と同様とした。圧環強さの評価基準は、上記（１）と同様とした。
【００９１】
【表７】
2015034610.tif 000011
【表８】
2015034610.tif 000012
【００９２】
表７の結果から、拡散合金鋼粉を用いた場合、Ｍｏの添加量は０．５〜１．５ｗｔ％、好ましくは０．８〜１．２ｗｔ％程度とすることが望ましいと言える。また、完全合金鋼粉を用いた場合、Ｍｏの添加量は０．６〜１．１ｗｔ％、好ましくは０．８〜１．１ｗｔ％とすることが望ましいと言える。
【００９３】
以上、図面に例示した実施例に基づいてこの発明の実施の形態を説明したが、この発明は、特許請求の範囲を逸脱することなく種々の変形を加えて実施をすることが可能である。また、トルクコンバータの基本的構成に関しては、図面に例示したもの以外のトルクコンバータにも適用することができる。
【符号の説明】
【００９４】
１０  コンバータカバー
１２  ポンプインペラ
１４  ハウジング
１６  ボルト
１８  コア
２０  スリーブ
２２  ブレード
２４  タービンハブ
２６  タービンランナ
２８  ドリブンプレート
３０  リベット
３２  ブレード
３４  コア
３６  ステータ
３６ａ  側面部
３８  インナレース
４０  ローラ又はスプラグ
４２  アウタレース
４４  ロックアップクラッチ
４６  ダンパ
４８  ホールディングプレート
５０  シールリング
５２  トーションスプリング
５４  ベアリングサポート
５６  摩擦材
５８  制御室
６０  スラストニードルベアリング
【図１】
2015034610.tif 000013
【図２】
2015034610.tif 000014
【図３】
2015034610.tif 000015
【図４】
2015034610.tif 000016
【図５】
2015034610.tif 000017
【図６】
2015034610.tif 000018
【図７】
2015034610.tif 000019
【図８】
2015034610.tif 000020
【図９】
2015034610.tif 000021
【図１０】
2015034610.tif 000022
【図１１】
2015034610.tif 000023
【図１２】
2015034610.tif 000024