(57)【要約】【課題】焼成時に発生する反応ガスの放出がなく、しかも出来上り品の組織がほぼ均一な軸受の確保ができ、境界潤滑、混合潤滑および流体潤滑において、すぐれた摩擦摩耗特性を有した冷媒圧縮機等の軸受の製造方法を提供する。【解決手段】炭素黒鉛質骨材および結合剤を含む混捏物を上下方向の一軸プレスである粉末成形機で円筒状または円柱状に圧縮成形し（Ｎ−Ｓｔｅｐ５）、得られた成形物を焼成した（Ｎ−Ｓｔｅｐ６）炭素黒鉛質基材のＸ線回折による黒鉛結晶化度を１５〜５０％とし、かつ圧環強さを１８．６ＭＰａ以上としたことを特徴とする軸受の製造方法。【選択図】図５
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
炭素黒鉛質骨材および結合剤を含む混捏物を上下方向の一軸プレスである粉末成形機で円筒状または円柱状に圧縮成形し、得られた成形物を焼成した炭素黒鉛質基材のＸ線回折による黒鉛結晶化度を１５〜５０％とし、かつ圧環強さを１８．６ＭＰａ以上としたことを特徴とする軸受の製造方法。
【請求項２】
前記混捏物は、さらに無機充填材を含むことを特徴とする請求項１に記載の軸受の製造方法。
【請求項３】
前記炭素黒鉛質基材は、曲げ強さが５０ＭＰａ以上であり、圧縮強さが１８０ＭＰａ以上であることを特徴とした請求項１または請求項２に記載の軸受の製造方法。
【請求項４】
前記炭素黒鉛質基材が円筒状であって、この炭素黒鉛質基材に金属溶融体を充填し、機械加工仕上げ工程により、内周面及び外周面の全周の金属濃度をほぼ均一にしたことを特徴とする請求項１乃至請求項３のいずれか一項に記載の軸受の製造方法。
【請求項５】
前記炭素黒鉛質基材が円柱状であって、この炭素黒鉛質基材の中心を刳り貫いて円筒状に形成し、得られた円筒状の炭素黒鉛質基材に金属溶融体を充填し、機械加工仕上げ工程により、内周面及び外周面の全周の金属濃度をほぼ均一にしたことを特徴とする請求項１乃至請求項３のいずれか一項に記載の軸受の製造方法。
【請求項６】
顕微鏡で求めた面積空隙率が１５％以下である前記炭素黒鉛質基材に、１〜２０ＭＰａの圧力で金属溶融体を充填させたことを特徴とする請求項１乃至請求項３のいずれか一項に記載の軸受の製造方法。
【請求項７】
前記炭素黒鉛質基材は、冷凍機の冷媒圧縮機用の軸受に使用されるものであって、抽出溶媒Ｒ１４１ｂに溶出する物質が１質量％以下であることを特徴とする請求項１乃至請求項６のいずれか一項に記載の軸受の製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、軸受の製造方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
冷凍装置に使用されるスクロール型冷媒圧縮機の軸受（カーボン軸受、巻ブッシュ）は、主軸受、および旋回軸受として用いられている。この軸受は、定常運転では流体潤滑状態となるように設計されている。しかし、この軸受は、特に過渡的に厳しい運転環境においては、主軸受の上側の端部に局部的な荷重が集中するために、境界潤滑の摩耗痕に酷似した摩擦摩耗現象を生じる。
【０００３】
この軸受の現行材としては、等方性炭素黒鉛質基材に青銅（ＢＣ３）を充填した青銅充填カーボン材や、青銅を焼結した鋼鈑にＰＴＦＥ（ポリテトラフルオロエチレン）樹脂をコーティングした複合材が円筒形に成形された巻ブッシュ材が知られている（例えば、特許文献１および特許文献２参照）。
【０００４】
等方性炭素黒鉛質基材を使用した前記軸受は、摺動部が境界潤滑状態でも耐摩耗性が良好であり、かつ市場実績もある。この軸受は、ブロック成形体からその多数を切り出すことによって得られるために、製造に２ヶ月以上を要すること、ブロック成形体の材質自体の硬度が高いために切削が困難となって、軸受加工に時間を要すること、軸受加工の際に素材ロスが多くなることから材料の製造コストが高くなるとともに、素材ロス分の材料の供給が多くなるという問題があった。
【０００５】
一方、巻ブッシュ材を使用した軸受は、低価格であるものの摺動部が無潤滑状態になると、摩擦発熱によって摺動面の温度が上昇してＰＴＦＥ樹脂が軟化変形する。そのため、この軸受は、軸受の摩耗特性が悪くなるという問題があった。
以上のことから、冷媒圧縮機の軸受としては、無給油の無潤滑状態の境界潤滑においても信頼性を維持できる高耐力であって低価格の炭素黒鉛質基材を使用したカーボン軸受の開発が望まれている。
【特許文献１】特開２００２−２１３３５６号公報
【特許文献２】特開２００３−３１４４４８号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００６】
ところで、従来提案されている炭素材軸受の製造方法としては、等方圧縮成形方法によってブロック成形体を成形し、ブロック成形体から多数個の軸受を切出す方式が知られている。ここで、等方圧縮成形方法とは、粉末を予め成形したゴム型に入れ、それを圧力容器に入れて蓋をして静水圧を全周からかけるようにした静水圧成形法である。
等方圧縮成形方法によれば、圧力容器に入る粉末の量は炭素材軸受に換算すると５００〜１０００個分に相当し、一度に大量の炭素材軸受を成形することができる。
しかしながら、こうして作られるブロック成形体は、段取りに多大な時間を必要とするといった課題があった。
また、成形後のブロック成形体は、高強度、高耐摩耗性であることから、硬くて削り難い。そのため、機械加工において刃物の損耗が大であることはもちろん、加工費が多大になるという課題があった。
さらに、炭素材軸受はポーラスであるため、湿式加工を行うと、加工用に用いた切削油がポーラス内に残る。そして、ポーラス内に切削油が残った炭素材軸受を冷媒圧縮機に用いると、冷媒圧縮機内の冷媒を含む冷凍機油に切削油が溶出し、冷凍機油と化学反応することで冷凍機油の劣化を促進するといった課題があった。また、膨張弁やキャピラリチューブの詰まりの原因ともなるという課題があった。
さらにまた、前記したように、大量の炭素材軸受の成形原料を圧力容器に入れるため、焼成時における反応ガスの放出、出来上がり品の均一な組織の確保、内部と外部の温度差による内部応力（歪）の除去、廃棄材料が多いという点でも課題があった。
つまり、従来の製造方法では、軸受の製造コストがかかるといった課題があった。
【０００７】
一方、炭素材軸受の製造方法として、等方圧縮成形方法以外にも、一般的なプレス成形方法が知られている。しかしながら、一般的なプレス成形方法は、片側加圧方法であり、反加圧側の隅部にまで加圧力が到達しない為に低密度領域を作るといった課題がある。更に低密度領域により、強度不足となって使用に耐えられないという課題があった。
【０００８】
また、従来は機械加工する前の炭素材軸受に金属を充填していたため、均一に金属を充填することが困難であった。そのため、空孔の金属充填率にムラができてしまい、金属充填率の少ない炭素材軸受では油膜保持性が低下し、境界潤滑を起こしやすくなるといった課題があった。
【０００９】
本発明は、上記課題を解決することを目的としてなされたものである。換言すると、すぐれた摩擦摩耗特性を有した軸受の製造方法を提供するものである。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本発明は、上記課題を解決すべくなされたものである。
即ち、炭素黒鉛質骨材および結合剤を含む混捏物を円筒状または円柱状に上下方向の一軸プレスである粉末成形機で圧縮成形し、得られた成形物を焼成した炭素黒鉛質基材のＸ線回折による黒鉛結晶化度を１５〜５０％とし、かつ圧環強さを１８．６ＭＰａ以上としたことを特徴とする軸受の製造方法である。
【発明の効果】
【００１１】
本発明の軸受の製造方法は、従来の軸受と比較して、耐摩耗性が良好であって、軸受加工に要する時間の短縮、および製造コストの低減を図ることができる。
また、本発明の軸受の製造方法は、耐摩耗性が良好となるので、軸受の信頼性を向上させることができる。
また、本発明の軸受の製造方法は、上下方向の一軸プレスによって成形圧力を均一に伝達させているので、隅部にまで加圧力が到達し、低密度領域を作らない。その結果、強度不足を解消することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１２】
空調機や冷凍装置で使用する圧縮機の一例には、容積型冷媒圧縮機がある。この容積型冷媒圧縮機は、モータ駆動部と圧縮機械部を一本の軸で結合し、軸受が荷重を支持する構造となっている。軸と軸受は、冷媒と冷凍機油の共存する潤滑油の環境下において機械的および化学的な実用強度が要求される。例えば、摩擦係数（μ）が大きくなると機械損失が増加し、摩耗量（ΔＷ）が大きいと音や振動の発生の原因となり、ミスアライメントによる圧縮機室のシール性が悪くなると容積効率が低下する。
【００１３】
また、冷媒圧縮機の軸および軸受の運転には、一般にインバータ制御方式や多冷媒封入方式が採用されており、潤滑油の粘度（η）と軸の周速（Ｖ）と軸荷重（Ｐ）とが広範囲に変動し、急速始動した場合には、給油遅れ現象が生じる。そのために、軸および軸受の潤滑モードは、定常時の流体潤滑から中位の混合潤滑、最も厳しい境界潤滑へ移行する。したがって、前記潤滑モードに対応して長時間にわたって高い信頼性を持つ冷媒圧縮機が求められる。
本発明は、これらの過酷な潤滑モードに対して対応可能な軸受材および軸受ならびにこれを用いた冷媒圧縮機，冷凍装置，空調機を提供するものである。
【００１４】
以下に、本発明の実施例について適宜図面を参照しながら詳細に説明する。
図１は、スクロール型冷媒圧縮機の断面模式図である。図２は、図１の一点鎖線で囲んだ箇所の部分拡大図である。
【００１５】
スクロール型冷媒圧縮機ＳＣは、図１に示すように、スクロール用密閉容器１の内部に後記する圧縮機構部を上方に、電動機構部たるモータ７を下方に配置して、圧縮機構部を構成する固定スクロール部材３と、電動機構部たるモータ７とは、クランクシャフト５を介して連接されている。
【００１６】
前記圧縮機構部は、台板３ａに渦巻状のラップ３ｂを直立させた固定スクロール部材３と、台板２ａに渦巻状のラップ２ｂを直立させた旋回スクロール部材２とを備えている。そして、固定スクロール部材３と旋回スクロール部材２とは、渦巻状のラップ３ｂと渦巻状のラップ２ｂとが互いに噛み合うように配置されている。固定スクロール部材３の外周部には、吸入口３ｃが形成されており、中央部には、吐出口３ｄが形成されている。
【００１７】
クランクシャフト５は、図２に示すように、フレーム４の中央部に配置された軸受４ａ（主軸受）に支持されている。クランクシャフト５の先端に突出したクランク５ａは、旋回スクロール部材２の軸受２ｃ（旋回軸受）に挿入されて旋回スクロール部材２と係合している。
【００１８】
また、自転防止機構としてのオルダム継ぎ手６は、旋回スクロール部材２が固定スクロール部材３に対して自転することなく旋回運動させる継ぎ手である。オルダム継ぎ手６は、旋回スクロール部材２の台板２ａの背面キー溝２ｄと係合するとともに、フレーム４の台座キー溝４ｄと係合している。
【００１９】
このようなスクロール型冷媒圧縮機ＳＣの動作を図１および図２を参照しながら説明する。
このスクロール型冷媒圧縮機ＳＣでは、モータ７によってクランクシャフト５が回転すると、クランク５ａの偏心回転により、旋回スクロール部材２は、自転することなく固定スクロール部材３に対して旋回運動を行う。その結果、吸入口３ｃより吸い込んだ冷媒ガスは、渦巻状のラップ３ｂと渦巻状のラップ２ｂとが噛み合うことで形成された圧縮室３ｅで圧縮される。圧縮された冷媒ガスは、吐出口３ｄから固定スクロール部材３の上方に吐出される。そして、この圧縮された冷媒ガスは、固定スクロール部材３の上方から連通孔３ｇ（図１参照）を介してフレーム４の下方に至って排出口３ｆからスクロール用密閉容器１の外側に排出される。
【００２０】
以上のようなスクロール型冷媒圧縮機ＳＣは、前記したように、台板２ａに軸受２ｃが設けられるとともに、フレーム４に軸受４ａが各々設けられている。そして、軸受２ｃおよび軸受４ａのいずれにも、循環する潤滑油（冷媒を含む冷凍機油）が供給されている。このような軸受２ｃおよび軸受４ａにおいては、スクロール型冷媒圧縮機ＳＣの起動時や冷媒の吐出圧力が高い場合に、潤滑油の供給が不足して摩耗や焼付きなどの損傷が発生しやすい。
しかしながら、本実施例の軸受２ｃ，４ａは、図２に示すように、旋回スクロール部材２の台板２ａおよびフレーム４の所定の箇所に各々圧入されて固定されることによって、スクロール型冷媒圧縮機ＳＣの信頼性および耐久性を向上させることができる。
もちろん、この際、軸受２ｃ，４ａは、台板２ａおよびフレーム４の所定の箇所に各々焼嵌、冷し嵌、ネジ嵌、嵌合、接着剤等の手段で取り付けられてもよい。そして、圧入される際の圧環強さ（圧環荷重）については、１８．６ＭＰａ（１５０Ｎ）以上が必要とされているので、軸受２ｃ，４ａの圧環強さは、これ以上の荷重に耐える強度に設定されている。なお、ここでいう圧環強さとは、ＪＩＳ  Ｚ  ２５０７に示される焼結軸受−圧環強さ試験方法で求められるものある。具体的には、図１に示すスクロール型冷媒圧縮機ＳＣ等に使用される軸受２ｃ，４ａでは、その大きさが、例えば、外径Φ１９ｍｍ、内径Φ１６ｍｍ、および高さ１４．３ｍｍであると、軸受２ｃ，４ａの圧環荷重は、１５０Ｎ以上となり、圧環強さは、１８．６ＭＰａ以上となる。
【００２１】
次に、前記したスクロール型冷媒圧縮機ＳＣとは異なるロータリ型冷媒圧縮機に本実施形態の軸受を使用した例について適宜図面を参照しながら説明する。図３は、ロータリ型冷媒圧縮機の断面模式図である。図４は、図３の一点鎖線で囲んだ箇所の部分拡大図である。
【００２２】
ロータリ型冷媒圧縮機ＲＣは、図３に示すように、スクロール型冷媒圧縮機ＳＣ（図１参照）と異なって、圧縮機構部９が、ロータリ用密閉容器８内でフレーム１４の下方に配置されるとともに、電動機構部たるモータ部１０がフレーム１４の上方に配置されている。そして、モータ部１０で駆動されるクランクシャフト１２に偏心して取り付けられたローリングピストン１３が、冷媒ガスを吸入圧縮するように構成されている。
【００２３】
圧縮された冷媒ガスは、吐出口（図示せず）より吐出されて高温高圧のガス状冷媒となり、吐出管１１を介して冷凍サイクルを構成する熱交換器側（凝縮器，蒸発器）に吐出される。熱交換された前記冷媒は、吸入口１３ａよりローリングピストン１３内に吸入され、再びローリングピストン１３で圧縮される。
【００２４】
図４に示すように、軸受１５は、前記クランクシャフト１２の軸受であって、フレーム１４に対して圧入、焼嵌、冷し嵌、ネジ嵌、嵌合、結合、接着剤等の手段で取り付けられている。
【００２５】
そして、軸受１５は、圧入時の圧環強さ（圧環荷重）で１８．６ＭＰａ（１５０Ｎ）以上の荷重に耐える強度に設定されている。
以上のようなスクロール型冷媒圧縮機ＳＣ（図１参照）、およびロータリ型冷媒圧縮機ＲＣ（図３参照）に使用される軸受２ｃ，４ａ（図２参照）および軸受１５（図４参照）〔以下、単に「軸受」という場合がある〕は、後記するこの軸受の製造方法で説明するように、異方性炭素黒鉛質基材に後記する所定の金属を充填したものである。
【００２６】
このようなスクロール型冷媒圧縮機ＳＣおよびロータリ型冷媒圧縮機ＲＣ（以下、併せて単に「冷媒圧縮機」ということがある）は、冷凍サイクル中の冷媒と冷凍機油の熱媒体の移動（循環）により室内等を冷房、あるいは暖房を行うために利用される。このとき、前記した冷媒圧縮機に用いられる冷媒および冷凍機油の種類は、軸受との関係で非常に重要なものとなる。具体的には、冷媒および冷凍機油からなる混合物に軸受から、更に具体的には、軸受の構成要素となる後記する炭素黒鉛質基材から溶出する物質が１質量％以下であって、フロック点で前記混合物中に析出物が析出しないことが望ましい。
【００２７】
ここで「混合物中に析出物が析出しない」とは、フロック点試験で析出物が目視で検出されない状態を意味する。なお、このフロック点試験は、ＡＳＴＭまたはＪＩＳ  Ｋ  ２２１１に準拠して行われ、例えば、冷媒９０質量％，冷凍機油１０質量％の中に試験片を入れて、規定の条件で加熱抽出し、加熱処理後に−４０℃まで冷却し、析出物質の有無を評価する試験である。
【００２８】
このような組み合わせを実現する冷媒としては、ハロゲン化炭化水素系冷媒、炭化水素系冷媒、および自然系冷媒から選ばれる少なくとも１種が挙げられる。つまり、これらの冷媒は、それぞれ単独で、または適宜に組み合わせて使用することができる。
前記ハロゲン化炭化水素系冷媒としては、例えば、フッ化炭化水素系冷媒、フッ化臭化炭化水素系冷媒、フッ化ヨウ化炭化水素系冷媒等が挙げられる。
このような冷媒の中でも好ましいものは、Ｒ４１０Ａ、Ｒ４０４Ａ、Ｒ４０７Ｃ、Ｒ１３４ａ、等のフッ化炭化水素（ＨＦＣ）系冷媒、ＣＦ３Ｉ等のフッ化ヨウ化炭化水素系冷媒、Ｒ６００ａ、Ｒ２９０等の炭化水素系冷媒、Ｒ７４４、Ｒ７１７等の自然系冷媒等が挙げられる。特に、フッ化ヨウ化炭化水素系冷媒は、環境負荷が小さい点で好ましい。
【００２９】
そして、このような組み合わせを実現する冷凍機油としては、例えば、鉱油、ポリオールエステル（ＰＯＥ）油、ポリアルキレングリコール（ＰＡＧ）油、ポリビニルエーテル（ＰＶＥ）油、ポリアルファオレフィン（ＰＡＯ）油、およびハードアルキルベンゼン（ＨＡＢ）油から選ばれる少なくとも１種が挙げられる。つまり、これらの冷凍機油は、それぞれ単独で、または適宜に組み合わせて使用することができる。
なお、より好ましくは、抽出溶媒Ｒ１４１ｂに対して、炭素黒鉛質基材から溶出する物質が１質量％以下であることが望ましい。
【００３０】
次に、軸受の製造方法について主に図５を参照しながら説明する。図５は、本実施例に係る軸受の製造方法を説明するための工程図である。なお、図５には、本実施例との差別化を明確にするために従来工程との比較も説明する。ちなみに、図５中、従来工程は、一点鎖線で囲んだ「現行材の製造方法」として示す。
【００３１】
この製造方法では、図５に示すように、まず、骨材となる無機充填剤、黒鉛（人造黒鉛，天然黒鉛等）、およびコークス（石炭，石油等）と、バインダとなる結合剤（石炭や石油から得られるコールタールピッチ等）とが、例えば骨材７質量部に対してバインダ３質量部の割合で混合される（Ｓｔｅｐ１）。なお、この混合に際しては、図示しないが無機充填剤を均一に分散させるためのカップリング剤（シラン系カップリング剤、チタン系カップリング剤等）が添加されることが望ましい。
【００３２】
このＳｔｅｐ１では、骨材を構成する無機充填剤、黒鉛、およびコークスがミキサ等で混合される。なお、この混合の際に、前記したカップリング剤がミキサ等に投入される。このカップリング剤は、例えば、Ｓｉ、Ｔｉ、Ｚｒ、Ａｌ、Ｃｒ、Ｍｏなどの炭化物易形成元素を含むものであり、具体的には、前記したシラン系カップリング剤、チタン系カップリング剤等が挙げられる。
このカップリング剤は、固体物質（コークス、黒鉛、無機充填剤）の表面をコーティングすることで結合剤（石油ピッチ等）の中に固体物質を均一に分散させることができる。このように固体物質が均一に分散されると、後記する混捏機のトルクは抵抗が小さくなり、作業性は一段と改善される。
【００３３】
また、無機質を適度に配合することにより、高荷重時の耐摩耗性を改善できる。無機質が少ない時には、Ｆｅ系の軸に対して軸受が軟らか過ぎ、軸受が摩耗しやすくなる。逆に多い時には、Ｆｅ系の軸に対して軸受が硬過ぎて軸を削ってしまう。このために、本実施例の軸受は、適度な無機質の配合範囲を規定するものである。また、Ｆｅ系の軸に対して適度な硬さとなるよう、無機質を適度に配合することにより、高荷重時の耐摩耗性を改善できる。すなわち、硬さが低いと軸の荷重で軸受が損傷する。逆に硬さが高いと軸が引掻かれて摩耗する。
このために、本実施例では、前記したように、骨材に無機充填剤を配合している。
【００３４】
この無機充填剤としては、例えば、Ｓｉ、Ｆｅ、Ｍｇ、Ａｌ、およびＣａから選ばれる少なくとも１種の酸化物を含むものが挙げられる。そして、この無機充填剤は、これを含む前記原料が焼成されて炭素黒鉛質基材となった際に、無機充填剤の焼成物のモース硬さは、３以下、好ましくは１〜３となっている。
【００３５】
Ｓｔｅｐ２では、このＳｔｅｐ１で混合された骨材と、バインダを構成する前記した結合剤と、前記したカップリング剤とが混捏される。この混合は、例えば１５０℃〜１６０℃の温度で行われる。その結果、骨材に結合剤が分散混合されることで、バルク状の混捏混合物が得られる。
次いで、Ｓｔｅｐ３では、前記バルク状の混捏混合物が粉砕機および造粒機にかけられて粒度分級され、原料ペレットが得られる。
そして、Ｓｔｅｐ４では、粒度分級した粒（原料ペレット）の大小が適当となるように混合される。このことによって、流動性および型充填性に合う原料ペレット（以下、単に「原料」という場合がある）が得られる。
次いで、Ｎ−Ｓｔｅｐ５では、次の金型粉末成形が行われる。つまり、このＮ−Ｓｔｅｐ５では、前記原料を、本発明となる軸受の単品、例えば、軸受として使用される形状に近い形に成形した成形物が得られる。なお、ここでの「使用される形状に近い形状」は、いわゆる「ニアネットシェイプ」を含んで意味し、目的の軸受の形状に近い形状であってもよいし、目的の軸受の複数分が連なった長尺の原材に近い形状であってもよい。なお、長尺の場合は、この原材から所定長さが切り出されて軸受は製造されることとなる。また、「使用される形状に近い形状」には、軸受が円筒状の場合に、円柱状のものであってもよく、この場合には、後の機械加工仕上げで中心が刳り貫かれて円筒状に形成されることとなる。
ちなみに、本実施例での製造方法では、原料が、例えば外径Φ２０．５ｍｍ、内径Φ１１．５ｍｍ、および高さ２５ｍｍの円筒形状となるように、粉末成形機を使用して一個ごとに金型成形される。この成形には、例えば、上下パンチを有するエジェクション方式成形法、ウイズドローウォール方式成形法等が用いられる。このような上下パンチを有するエジェクション方式成形法、ウイズドローウォール方式等が採用される粉末成形機は、特許請求の範囲に記載された「一軸プレスである粉末成形機」に相当する。
【００３６】
これらの両成形法は、圧粉成形体の密度分布を改善する。これらの両成形法は、従来の一方向金型油圧プレスの問題であった反パンチ側コーナ部の低密度化を防止するために、上下パンチを利用したものである。ここで、上下パンチを利用した場合における黒鉛結晶の配向について適宜図面を参照しながら説明する。参照する図６は、軸受に含まれる黒鉛多結晶集合モデルの説明図であり、（ａ）は、従来のランダム黒鉛集合体を示す図、（ｂ）は、整列板状黒鉛集合体を示す図である。
【００３７】
図６（ａ）に示すように、上下パンチを利用しない従来のものでは、黒鉛結晶の向きがランダムに配置されたランダム黒鉛集合体を形成している。これに対して、前記した上下パンチを利用すると、ランダム黒鉛集合体は、図６（ｂ）に示すように、黒鉛結晶の向きが揃って（配向して）整列した整列板状黒鉛集合体となる。この配向の方向をうまく利用することにより、後記する軸受の性能は一段と向上する。ここで参照する図７は、黒鉛結晶構造を示す斜視図である。
【００３８】
図７に示すように、黒鉛結晶は、六方晶体で表される集合体である。そして、この結晶の網平面［（００４）面］は、摩擦係数が小さく、固体潤滑剤の作用をする。なお、摩擦係数が小さくなる理由は結晶間の隙間が広く、結晶同士がすべり易いためである。一方、六方晶体の（００４）面に直交する（１１０）面は、逆に硬く、高強度の化学結合を有する。したがって、本実施例に係る後記する軸受は、この（１１０）面を軸受の摺動面（スラスト面）として利用するものである。
【００３９】
次に、図５に示すＮ−Ｓｔｅｐ６では、Ｎ−Ｓｔｅｐ５で得られた前記成形物である金型粉末成形体（グリーン成形体）が焼成される。この焼成は、非酸化性雰囲気中で、例えば１０００℃×０．５ヶ月間行われる。この焼成によって前記した炭素黒鉛質基材が得られる。この炭素黒鉛質基材は、焼成前の金型粉末成形体が軸受の形状に近い形状であったことから、軸受と略同じ形状を呈している。また、炭素黒鉛質基材は、薄肉であるので焼成工程において内外の温度差が付かない。このことによって歪みによる割れや、欠けがない。そして、例えば、炭素と無機充填剤とが反応することによって生成する反応物質が炭素黒鉛質基材に取り残されない。また、焼成に要する時間が従来に比較して半減する。
【００４０】
このようにして得られた炭素黒鉛質基材は、結合剤（バインダ）が化学的に炭化反応を完結し、固定炭素９０〜９９質量％、および灰分０．５〜１０質量％となる。なお、焼成前のバインダには、固定炭素が３６〜６０質量％含まれている。
また、炭素黒鉛質基材の揮発分は、１質量％以下となる。
ちなみに、固定炭素は、ＪＩＳ  Ｒ  ７２１２、またはＪＩＳ  Ｋ  ２４２５に準拠して測定することができる。灰分は、ＪＩＳ  Ｒ  ７２２３、ＪＩＳ  Ｍ  ８８１２、ＪＩＳ  Ｍ  ８５１１、またはＪＩＳ  Ｋ  ２４２５に準拠して測定することができる。炭素黒鉛質基材の揮発分は、ＪＩＳ  Ｒ  ７２１２、ＪＩＳ  Ｍ  ８８１２、またはＪＩＳ  Ｍ  ８５１１に準拠して測定することができる。
【００４１】
前記した灰分は、黒鉛およびコークス等に含まれている無機物質と、機能向上のために配合した無機充填剤の灰分とで主に構成されている。
【００４２】
この灰分の調節は、例えば、原料として用いるコークスや黒鉛の灰分、および無機充填剤の灰分を予め見積もって調節することができる。このような見積もりは、前記した無機充填剤の酸化物で換算した灰分が、０．５〜１０質量％となるようにすればよい。
ちなみに、コークスの灰分は０．１９質量％であり、人造黒鉛の灰分は０．１質量％以下であり、鱗状黒鉛の灰分は１．１２質量％であり、土状黒鉛の灰分は１９．６質量％であり、高結晶黒鉛の灰分は０．１質量％以下であり、非結晶黒鉛の灰分は０．３３質量％である。なお、これらの黒鉛は、それぞれ単独で、または複数を任意に配合して用いられる。
【００４３】
一方、積極的に無機充填剤を配合することによって炭素黒鉛質基材（または軸受）の機械的強度および摩擦摩耗特性が改善される。換言すると、固定炭素以外の未分解原料が炭素黒鉛質基材に極めて微量残存した場合に、冷媒圧縮機に組み込まれた軸受では、未分解原料が軟化膨潤してその強度が低下する。そして、未分解原料は、冷凍機油および冷媒に溶出するとともに、冷媒流路に析出して冷媒の流れを阻害する。以上のことから、本実施例の軸受においては、炭素黒鉛質基材中の未分解原料を減少させることが重要となり、本実施例の軸受に使用される炭素黒鉛質基材は、前記した範囲の固定炭素と灰分とからなっている。
【００４４】
更に、石油ピッチ、石炭ピッチ等が原料となる前記結合剤は、概ね炭素と水素の化合物であって、ＪＩＳ  Ｋ  ２４２５に準拠して測定された固定炭素が５５質量％であり、残りが水素等である。そして、軟化点は７３〜９２℃である。
このような結合剤の焼成後における結合剤の未分解物は、冷媒圧縮機の使用環境で軟化し、そして冷凍機油および冷媒に溶出することによって、軸受の強度を低下させるとともに、溶出したものが析出したことによる冷媒配管の詰まり等の障害を起こす。
【００４５】
本実施例の軸受の製造方法におけるＮ−Ｓｔｅｐ６では、これらの障害の発生を抑制するために、前記した結合剤を含む原料は、４００℃以上で徐々に昇温されつつ熱分解されるとともに、最終的には８００〜２０００℃までに昇温されることによって焼成されて完全にコークス化される。
【００４６】
この製造方法では、８００〜２０００℃まで昇温されることで、原料としての前記無機充填剤と炭素とが反応して炭素黒鉛質基材の特性を阻害する物質を生成しないようにすることができる。ちなみに、炭素黒鉛質基材の特性を間接的に評価する方法としては、例えば、フロック点試験を行う方法や、シールドチューブテストによる低温析出試験を行う方法が挙げられる。
そして、このようにして得られた炭素黒鉛質基材は、異方性を有する炭素黒鉛質基材となっている。つまり、Ｎ−Ｓｔｅｐ５で得られる金型粉末成形体（グリーン成形体）には、黒鉛結晶の向きが配向した整列板状黒鉛集合体となっているので、これを焼成して得られた炭素黒鉛質基材は、黒鉛結晶が異方性を有するものとなる。
【００４７】
本実施例での炭素黒鉛質基材における黒鉛結晶は、その配向が、次式（１）で示される異方比（Ｒａ）で１．２以上となっている。
Ｒａ＝Ｉ１／Ｉ２・・・（１）
（ただし、前記式（１）中、Ｉ１は、前記軸受の軸との摺動面における黒鉛結晶の（００４）面と（１１０）面のＸ線回折による積分強度比（（１１０）面の積分強度／（００４）面の積分強度）を表し、Ｉ２は、前記摺動面に直交する面における黒鉛結晶の（００４）面と（１１０）面のＸ線回折による積分強度比（（１１０）面の積分強度／（００４）面の積分強度）を表す）
なお、異方比１．２以上の根拠については後記する。
【００４８】
そして、本実施例での炭素黒鉛質基材は、Ｘ線回折による結晶化度が、１５〜５０％となっている。
以上のような炭素黒鉛質基材は、曲げ強さが５０ＭＰａ以上であり、圧縮強さが１８０ＭＰａ以上であるものが望ましく、その細孔の顕微鏡で求めた面積空隙率が、平均で１５％以下であることが望ましい。
【００４９】
次いで、Ｎ−Ｓｔｅｐ７では、炭素黒鉛質基材が真空高圧充填炉内に投入される。この際、溶融金属（銅のα固溶体）が入れられた真空高圧充填炉内が真空引きされた後に、炭素黒鉛質基材は溶融金属に浸漬される。次いで、真空高圧充填炉内には、窒素ガスが導入されるとともに真空高圧充填炉内が１〜２０ＭＰａに加圧される。その結果、炭素黒鉛質基材の空隙部（細孔）には、溶融金属が充填される。なお、溶融金属の充填率は、製品（後記する軸受）の１０〜５０質量％が望ましい。
【００５０】
次いで、Ｎ−Ｓｔｅｐ８では、充填後の炭素黒鉛質基材が製品の最終形状に仕上げ加工される。この仕上げ加工は、図５中、「軸受加工１」と記される。
このとき、充填前の炭素黒鉛質基材の形状は、前記したように、軸受の形状と略同じ形状を呈しているので、この仕上げ加工に際しては、素材ロスが少ない。そして、このような仕上げ加工を経て冷媒圧縮機の軸受が得られる。
【００５１】
次に、従来の軸受の製造方法（現行材の製造方法）、つまり、ブロック成形体から多数個の軸受を切出す方式の製造方法について図５を参照しながら説明する。なお、図５中のＳｔｅｐ１〜Ｓｔｅｐ４は共用するものであるが、従来は黒鉛の配合量を規定するのみである。したがって、従来の軸受の製造方法でＳｔｅｐ１〜Ｓｔｅｐ４に対応する工程では、無機充填剤やバインダ（カップリング剤含む）が使用されていない。つまり、本発明の特徴としている物質の化学変化による新たな特性（固定炭素が９９．０質量％以上で圧縮機の使用環境下で強度の低下や、冷凍機油，冷媒による軟化や膨潤，或いは抽出物を生成しない特性）を生起させるものではない。換言すると、本実施例の骨材、バインダ、カップリング剤の投入は、焼成（Ｎ−Ｓｔｅｐ６）段階で前記特性を生み出し、Ｎ−Ｓｔｅｐ８で軸受を加工したときに、軸受性能および信頼性が改善される。
【００５２】
図５に示すように、この現行材の製造方法におけるＯ−Ｓｔｅｐ５では、ＣＩＰ成形が行われる。このＯ−Ｓｔｅｐ５では、Ｓｔｅｐ４で粒度分級した粒の大小を適当に混合し流動性および型充填性に合うようにした原料が、例えば２００ｍｍ×４００ｍｍ×８００ｍｍ位のブロック材を作るゴム型に充填される。この原料が充填されたゴム型は、液中に浸漬されるとともに、液圧が全方位から掛けられて等方圧縮成形が行われる。その結果、ブロック材の前駆体が形成される。
【００５３】
次に、Ｏ−Ｓｔｅｐ６では、ブロック材の前駆体が焼成されることで、ブロック材が形成される。この焼成の温度および時間は、例えば１０００℃×１ヶ月である。このようにして得られたブロック材に含まれる黒鉛結晶は、図６（ａ）に示すランダム黒鉛集合体となっており、いわゆる等方性の炭素黒鉛質基材となっている。
【００５４】
次に、Ｏ−Ｓｔｅｐ７では、ブロック材が断面視で矩形のバー材に加工される。このとき使用される設備は鋸盤等の切断機である。また、バー材は、例えば、２３ｍｍ×２３ｍｍ×３００ｍｍに切断したものを、軸受最終形状に近づけるために表面仕上げすることによって２１ｍｍ×２１ｍｍ×３００ｍｍとした。
【００５５】
次に、Ｏ−Ｓｔｅｐ８では、前記Ｎ−Ｓｔｅｐ７で使用した炭素黒鉛質基材に代えて前記バー材を使用した以外は、前記Ｎ−Ｓｔｅｐ７と同様に真空高圧充填炉で溶融金属の充填工程処理が行われる。
次に、Ｏ−Ｓｔｅｐ９の軸受加工１、Ｏ−Ｓｔｅｐ１０の軸受加工２、およびＯ−Ｓｔｅｐ１１の軸受加工３を経て軸受が完成する。なお、軸受加工１では、バー材がＮＣ旋盤等の加工装置で円柱形状に加工される。また、軸受加工２では、円柱形状となったバー材が円筒形状に加工される。また、軸受加工３では、円筒形状となったバー材が仕上げ装置で仕上加工されて目的の軸受となる。
【００５６】
以上のように、一点鎖線で囲んだ現行の軸受成形法は工程数が多いことはもちろん、バー材からの切り出し加工で軸受材を作っているものであるから、加工分数はもちろん、材料取りが悪く、素材ロスが多い等の問題があった。また、焼成段階で黒鉛結晶配向を考慮していないので、軸受の性能および信頼性が本実施例の軸受と異なって不充分となっている。
【００５７】
次に、図８（ａ）、図８（ｂ）および図１０を参照して本実施例の軸受に使用される炭素黒鉛質基材の空隙率および黒鉛結晶の配向等について説明する。ここでは、まず、図８（ａ）、および図８（ｂ）について説明する。図８（ａ）は、本実施例の炭素黒鉛質基材の顕微鏡組織図、図８（ｂ）は、空孔径の分布を示す図である。
【００５８】
ここで、図８（ａ）に示す、符号１６は、Ａｌ、Ｓｉ等を含む無機充填剤の焼成物を示し、符号１７は開空孔を示し、符号１８は閉空孔を示し、符号１９は炭素黒鉛を示す。ちなみに、無機充填剤（焼成物）１６は、軸受の硬度と耐摩耗性を上げるために配合されたものと、黒鉛等の原料の中に不純物として含まれるものとがある。
【００５９】
本実施例の軸受では、前記したように、灰分は、これらの無機充填剤の灰分と前記不純物の灰分を総称して灰分（無機充填剤の酸化物換算で０．５〜１０質量％）という。
開空孔１７は、結合剤が熱分解して生成したガスが抜けた孔と、金属型粉末成形を行った際（図５のＮ−Ｓｔｅｐ８参照）に、原料の粒子間に形成された隙間が焼結時に残った孔とがある。これらの孔は、連続空孔となる。これらの連続空孔は、図８（ｂ）に示すように、直径が約１〜１５μｍの範囲で分布している。これらの空孔に対して金属が５０質量％以上充填されることとなる。
次に、粉末成形機の成形圧力と面積空隙率との関係を表１に示す。
【００６０】
【表１】
2008128477.tif 000003
【００６１】
表１に示すように、静水圧成形方式による成形圧力が１００％である場合に得られた等方性炭素黒鉛質基材は、１００倍の顕微鏡視野における平均面積空隙率が１０．８６％となり、成形圧力が１００％である場合に得られた異方性炭素黒鉛質基材は、平均面積空隙率が９．０７％となっている。
また、成形圧力が９７％である場合に得られた異方性炭素黒鉛質基材は、平均面積空隙率が１４．１３％、９５％の成形圧力では平均面積空隙率が１７．３６％となっている。これは、原料の粒子の接触面に成形荷重が伝達するとともに、更に下部の原料の粒子に伝達されることを示している。
【００６２】
ここで図９（ａ）は、粉末成形の金型における上部パンチのみで原料を圧縮成形した際の成形圧力分布と、それによる密度分布（焼成後の空隙率）を示す分布図である。
【００６３】
上部パンチのみで原料を圧縮成形すると、原料の粒子が金型の壁面のすべり抵抗を受けて十分な圧力伝達を示さない。その結果、図９（ａ）に示すように、底部コーナ部は、圧力作用の小さい低密度で多孔質な部分となっている。低密度で多孔質な部分は、後記する機械的強度や耐摩擦摩耗特性を悪くすることになる。
【００６４】
図９（ｂ）は、粉末成形の金型における上部パンチと下部パンチの双方にて原料を圧縮成形した際の成形圧力分布と、それによる密度分布（焼成後の空隙率）を示す分布図である。
上部パンチと下部パンチの双方にて原料を圧縮成形すると、上部パンチのみで圧縮成形した際に生じた低密度で多孔質の部分、つまり脆弱部が解消されて、図９（ｂ）に示すように、健全な空隙率分布となっている。つまり、後記する軸受の機械的強度や耐摩擦摩耗特性の品質が大幅に改善されることとなる。特に軸受のような上部と下部はパンチの圧力効果が得られるので、圧縮機構部の組立圧入に係る強度や圧縮機の軸荷重の集中荷重が求められるような部品には、空隙率や機械的強度の分布が有効に作用するものである。この部分に後記する金属が高圧で充填される。
【００６５】
また、閉空孔１８（図８（ａ）参照）は、バインダとなる結合剤（例えば、コールタールピッチ、石炭ピッチ、石油ピッチ）とカップリング剤（例えば、シラン系カップリング剤、チタン系カップリング）等が焼成時に熱分解して生成したガスが組織中に残留したもので、独立空孔となる。この独立空孔には、充填時に金属が充填しにくくなっている。
【００６６】
炭素黒鉛１９（図８（ａ）参照）は、原料の黒鉛、コークス、結合剤（バインダ）、カップリング剤等からなる混捏物が焼成された後の組織を示すもので、焼成後の黒鉛面積率はラマン分光分析により計測される。この部分の黒鉛結晶化度は、Ｘ線回折により特定可能である。ここで参照する図１０は、炭素黒鉛質基材におけるＸ線回折による黒鉛結晶化度とラマン分析によるマトリックスの黒鉛面積比との関係を示すグラフである。なお、黒鉛面積率は、ＲＥＮＩＳＨＡＷ社製レーザラマン分光分析装置を使用して計測した。この計測は、Ｈｅ−Ｎｅレーザを使用して、レーザ出力２５ｍＶ、波長６８２．８ｍｍ−１、波長分解能０．２ｃｍ−１、空間分解能１μｍ（最大２００μｍ）の条件で行った。また、黒鉛結晶化度は、リガク社製Ｘ線回折装置（ＲＩＮＴ２５００ＨＬ）を使用して測定された。この測定は、ＣｕＸ線源を使用するとともにＸ線出力５０ｋＶ（２５０ｍＡ）の条件で行った。Ｘ線回折装置における光学系としてはモノクロメータ付き集中ビームが使用され、スリットＤＳは０．５ｄｅｇ、スリットＲＳは０．１５ｍｍ、スリットＳＳは０．５ｄｅｇに設定された。
【００６７】
炭素黒鉛質基材の結晶化度は、Ｘ線回折によって結晶質の黒鉛ピークと非結晶質のコークス等のピークとの比で予め既知の原料により標準サンプルを作成することによって比較して求めることが可能である。これにより、軸受の特性に必要となる黒鉛の量と特性を規定することが可能となる。これにより、軸受特性に必要となる黒鉛の量と特性を規定することが可能となる。
【００６８】
本実施例では、図１０に示すように、炭素黒鉛質基材の結晶化度が１５〜５０％となっている。この結晶化度が１５％未満では軸受の潤滑性に乏しく、相手軸材を摩耗させ、５０％を越える場合では軸受としての摩耗特性が劣り、冷媒圧縮機の軸受として好ましくない場合がある。
また、ラマン分光分析による炭素黒鉛質基材のマトリックスの面積比は、二種類のピーク波形の大きさによって非晶質のコークス質と結晶質の黒鉛質を識別することができる。この面積比は、既知の標準サンプルによって黒鉛の面積率を推測したものである。以上のことにより、本実施例に用いる軸受の炭素黒鉛質基材中の黒鉛が特定される。これは、面積率に換算すると４５〜６８％に相当するものである。
【００６９】
次に、このような炭素黒鉛質基材を使用して得られた軸受の摩擦摩耗試験で評価すると、図１１から図１３に示すようになる。
図１１は、黒鉛結晶化度と摩耗量との関係を示す図である。図１２は、平均面積空隙率と摩耗量との関係を示す図である。図１３は、異方比と摩耗量との関係を示す図である。
【００７０】
図１１に示すように、黒鉛結晶化度が１５％未満（例えば、黒鉛組織の面積率で４５％）の場合には、硬度が高く相手軸材（焼入れ後の硬度：Ｈｖ４５０以上）の材料に損傷を与えて望ましくない。一方、結晶化度が５０％（例えば、黒鉛組織の面積率で５８％）を超えると軟らかく摩耗量が基準値を超えることとなる。
【００７１】
図１２に示すように、面積空隙率が１５％以上になる場合には、軸受の摩耗量が増してなお且つ軸の摩耗量が増すこととなる。これは、空隙率が増すと軸との実試験面圧が増すこと、および軸受材の粒子同士の結合強度が小さくなることに起因するものと考えられる。したがって本実施例では、面積空隙率が１５％以下となるように規定した。なお、この図１２の中で○印で示したものは、従来形の等方性炭素黒鉛質基材の値を示したものである。
【００７２】
冷媒Ｒ４１０Ａでの境界潤滑における摩擦摩耗試験は、空調機などの冷凍装置の冬期暖房運転などにおいて、冷媒が高温側の室内機から低温側の室外機の冷媒圧縮機の底部に偏在し、いわゆる寝込み状態が発生することを想定している。また、急速な始動運転や除霜運転において、冷媒または多量の冷媒を溶解した冷凍機油が若干の遅れをもって軸受部へ供給されることを想定している。
以上のような運転条件（試験条件）において、図２３の従来例６は、使用実績のある軸受材料である。この摩耗量は、２７μｍ／２ｈ（１３．５μｍ／ｈ）であった。軸受の摩耗量は、ロータリ型冷媒圧縮機のシリンダとピストンとの隙間におけるシール性（耐洩れ性）や、スクロール型冷媒圧縮機の軸と軸受のシール性、つまり圧縮室のシール性に関係している。
そこで、今般は、より過酷な運転条件に対応し、より高効率、高信頼度を目指すべく、２０μｍ／２ｈ（１０μｍ／ｈ）を目標値とする。これが、シリンダ内の容積効率や圧縮室の容積効率を長期に亘って継続的に維持するために必要であるという目標値である。つまり、前記のような摩耗試験が想定している、短時間の過渡的な過酷な運転条件に対して、軸受の摩耗量が２０μｍ／２ｈ（１０μｍ／ｈ）以下、すなわち試験荷重９．８ＭＰａにおいて、１０μｍ／ｈ以下であることを目標値とする。
したがって、摩耗量が１０μｍ／ｈに対応する異方比は、図１３に示すように、１．２が必要となる。
【００７３】
図１３に示すように、異方比１．２以上を本実施例は選択したものであるが、従来周知の等方性炭素黒鉛質基材は異方比１．０である。図１３から判るように、異方比１．５の試験品は摩耗量５．４μｍ／ｈに対し、従来の異方比１．０のものは１３．６μｍ／ｈとなり約１／２．５倍の摩耗量となる。また、異方比１．８のものは摩耗量２．９５μｍ／ｈとなることにより、約１／４．６倍の摩耗量となることが判った。前記のとおり、本実施例においては異方比を１．２以上と規定したものである。
【００７４】
次に、炭素黒鉛試験材のＸ線回折による黒鉛結晶の配向を示す異方比の測定を行った。その結果を表２に示す。なお、この測定は、リガク社製Ｘ線回折装置（ＲＩＮＴ２５００ＨＬ）を使用して行った。この測定は、ＣｕＸ線源を使用してＸ線出力５０ｋＶ（２５０ｍＡ）の条件で行った。Ｘ線回折装置における光学系としてはモノクロメータ付き集中ビームが使用され、スリットＤＳは０．５ｄｅｇ、スリットＲＳは０．３ｍｍ、スリットＳＳは０．５ｄｅｇに設定された。
ここで参照する、図１４は、プレス成形される時にできる黒鉛結晶の（１１０）面を最大限に活用した試験片の斜視図である。
【００７５】
【表２】
2008128477.tif 000004
【００７６】
ここでの異方比とは、Ｘ線回折で（００４）面と（１１０）面のピーク積分強度および積分強度比に依って摺動試験面とその直角面の積分強度比を求めた時のそれぞれの比率を異方比と定義したものである。つまり、異方比は、前記した式（１）で求められる。
【００７７】
表２に示すように、従来例１の等方性炭素黒鉛質基材からなるブロック形状のものは、異方比が１．０２５に対し、実施例１の円柱状成形体のものは１．７９１であることが判った。
【００７８】
次に、本実施例の軸受に使用される炭素黒鉛質基材からなる円柱体基材より採取された試験片について摩擦摩耗特性、および機械的特性が、従来の等方性炭素黒鉛質基材と対比された。
ここでは、まず試験片について説明する。図１５は、円柱体基材における試験片の採取位置を示した模式図である。図１５に示すように、試験面を暗色で示す横方向のＡ面はプレス成形に依って黒鉛結晶の網面が高密度に配向している面で、Ｘ線回折による（００４）面が集中的に配向している面である。
一方、試験面を暗色で示す縦方向のＢ面は前記Ａ面の直角方向に当り、（００４）面が最も少なく（１１０）面が最も多く配向している面である。
【００７９】
次に、このような試験片Ｔについて前記した摩擦摩耗特性、および機械的特性が評価された。まず、それぞれの試験片Ｔの斜線面を摺動面として相手材（ＳＣＭ）を円筒状に作り、冷媒Ｒ４１０Ａのガス中で摩擦摩耗試験が行われた。その結果を表３に示す。なお、Ｒ４１０Ａのガス中での摩擦摩耗試験の試験法は、後記する金属充填炭素黒鉛質基材の摩擦摩耗評価試験法と同じである。
【００８０】
【表３】
2008128477.tif 000005
【００８１】
表３に示すように、実施例３（成形圧−３％）でＢ面を摺動面とした場合、試験片Ｔの摩耗量は従来例２の等方性炭素黒鉛質基材の試験片Ｔと同等で相手材の摩耗量は従来例２の等方性炭素黒鉛質基材の１／３以下となるが、実施例４でＡ面を摺動面とした場合、試験片Ｔの摩耗量は従来例２の１．６５倍に増大する。
【００８２】
また、成形圧−５％でＢ面を摺動面とした実施例５は、試験片Ｔの摩耗量は従来例２の２．２倍、相手材の摩耗量は２．５倍に増大する。なお、この時の実施例５の摩擦係数は従来例２より１．４倍に増大している。これは、図１２で説明したように、空隙率の関係で生じるものである。すなわち、成形圧を−３％から−５％に落とすと圧粉密度が落ち、空隙率が拡大し機械的強度の低下や実試験の試験面圧上昇と、黒鉛結晶の強制配向度とが小さくなるためと考えられる。
【００８３】
また、実施例３のＢ面の熱伝導率（Ｗ／ｍ・Ｋ）は、実施例４のＡ面と比較して約１．１６倍良くなる。これは、黒鉛の異方比をマクロ的に表している。更に実施例２（成形圧−０％）は、従来例２の等方性炭素黒鉛質基材の試験片Ｔと比較して試験片Ｔの摩耗量が１／１．５で、相手材の摩耗量が１／３となり、優れていることが確認できた。これは、本実施例における黒鉛結晶の配向の効果である。
【００８４】
また、実施例２（成形圧−０％）の機械的特性は、従来例２の等方性炭素黒鉛質基材と圧環荷重（圧環強さ）が同等で、曲げ強さ、硬さはやや低いが、実用上問題ないレベルであることが判った。また、軸受として必要とする曲げ強さ、圧縮強さの規制が、従来のものでは明確化されていない。すなわち、圧入時に軸受にかかる曲げ強さ５０ＭＰａ以上は圧環荷重１５０Ｎ（圧環強さ１８．６ＭＰａ）以上に相当し、本実施例はこれを規定するものである。また、圧縮強さ１８０ＭＰａ以上は、軸受とシャフトの耐荷重性に相当するもので、すなわち、この圧縮強さが弱いとシャフト（軸）が破壊されて異常摩耗の発生原因となる。強い場合、その損傷が極めて小さく維持できるので信頼性が確保できることが判った。
【００８５】
次に、本実施例の軸受に使用される炭素黒鉛質基材の熱化学安定性試験の結果について説明する。
空気調和機、冷蔵庫および給湯機などに使用する代表的な冷媒と冷凍機油（粘度グレード）の組合せにおいて、シールドチューブテスト（１５０℃  ４０日）が実施された。そして、外観、溶出物の低温析出性（−４０℃）、冷凍機油の劣化による全酸価の上昇、および炭素黒鉛質基材の曲げ強さの変化が検討された。その結果を表４に示す。
【００８６】
【表４】
2008128477.tif 000006
【００８７】
表４に示すように、Ｒ４１０Ａ、Ｒ１３４ａ、Ｒ４０７Ｃ、Ｒ４０４ＡのＨＦＣ冷媒と、エステル系油（ＰＯＥ）およびポリビニルエーテル油（ＰＶＥ油）の適合性評価において、冷凍機油、低温析出性、曲げ強さとも異常が認められない。また、Ｒ６００ａやＲ２９０の炭化水素系冷媒と鉱油（ＭＯ）の組合せにおいても、前述と同様に異常が認められなかった。更に、Ｒ７４４（ＣＯ２）、Ｒ７１７（ＮＨ３）とＰＡＧ、ＭＯの組合せで高圧容器を用いて同様な試験を実施し、試験後に取り出した後に新たにＲ１３４ａを封入し低温析出性試験を実施したものにおいても異常は認められず良好なことが判明した。これらのことから、前記冷媒と冷凍機油の共存下で用いられる冷媒圧縮機の軸受材として、実用的に適合していることが明らかになった。
なお、表４には示していないが、抽出溶媒Ｒ１４１ｂの適合性評価においても、冷凍機油、低温析出性、曲げ強さとも異常が認められなかった。
【００８８】
また、焼成した炭素黒鉛質基材は、空孔が存在するため、摩擦摩耗特性と機械的強度特性が過酷な運転状態となると低下する課題があった。これは、潤滑油が前記空孔より浸透して油圧分布が低下するためと考えられる。
【００８９】
以下、この点の改善について図１６から図１８を用いて説明する。なお、図１６は、多孔質炭素黒鉛質基材の軸受モデルを示す概念図で、（ａ）は金属充填前のモデルを示す概念図であり、（ｂ）は金属充填後のモデルを示す概念図であり、（ｃ）はジャーナル軸受の潤滑モデルを表す図である。図１７は、充填金属の状態図および機械的特性を表す図である。（ａ）は銅−スズ系の固溶体における機械的特性（引張強さ：σＢ、硬さ：ＨＢ、伸び：δ）の関係を示す図であり、（ｂ）は銅−スズ−リンの３元系の金属状態を示すもので、本実施例のα固溶体の面積範囲とα＋Ｃｕ３Ｐの面積範囲を示す図である。図１８は代表的な充填金属の電極電位を示す図である。
【００９０】
まず、図１６（ａ）に示すように、軸受２０は、金属充填前の多孔質空孔を有する炭素黒鉛質基材を加工して作られた軸受であり、軸２１は、焼入れ硬化した軸であり、時計方向（右回り）に前記軸受２０内を低速から高速の範囲（図１６中、Ｎで示される回転速度が、例えば、８００〜８０００ｒｐｍ）で回転する。符号２２は、冷凍機油と冷媒で混合された潤滑油で、この潤滑油２２は、軸２１の回転によって軸２１と軸受２０との間に引き込まれてクサビ作用が働いて、軸２１を図１６（ａ）に示すように持ち上げる。この持ち上げる力が軸荷重Ｐに打ち勝てば、いわゆる流体潤滑となり金属接触を防ぐことができる。つまり、接触による軸受の摩耗を防ぐことができる。ところが、軸荷重Ｐが高かったり潤滑油粘度が低かったりすると、クサビ作用による油圧が軸受に浸透し、油圧分布が低下する。この状態では十分な流体潤滑が維持できなくなる。つまり、図１６（ｃ）に示すように、境界潤滑領域と流体潤滑領域が混在する、いわゆる混合潤滑領域に入ってしまう。この状態は、前記したように、過酷な運転状態等により発生するもので、通常運転時では問題とならない。本実施例に係る図１６（ｂ）に示す軸受２０は、多孔質孔に金属で充填した後のものである。この軸受２０を使用すると、潤滑油の浸透を極めて小さく抑制することができる。つまり、油圧分布Ｂは、充填前の油圧分布Ａ（図１６（ａ）参照）に比較して大きく改善される。これを示したのが油圧分布Ａ、および油圧分布Ｂの大きさである（図１６（ａ）（ｂ）参照）。
【００９１】
次に、冷媒圧縮機を急速に高速回転に上げる、いわゆる過酷運転について説明する。冷媒圧縮機は、給油方式が異なっていても、運転開始時には、軸受２１と軸２０との間には油膜が形成されていない状態である。この油膜がない状態（タイムラグ）で軸２１を回転させると金属接触を起こして発熱し、摩耗やカジリ現象に到達する。また、冬場の暖房運転モードにおいては冷媒が空調機の室外機に凝縮して偏在するために、圧縮機の中の低部（底部）に集まって所謂寝込み状態を形成する。この底部に存在する冷媒は、軸２１を通じて軸２０と軸受２１の間に給油される。この冷媒を多量に含む潤滑油は、粘度が極めて低く油膜の形成が極めて小さく境界潤滑となる。この状態において運転すると、金属接触をおこして発熱に伴い冷媒や冷凍機油が分解し、いわゆる腐蝕摩耗やカジリ現象が発生する。これらの摩耗やカジリ現象を無くすために、本実施例においては図１６（ｂ）に示す軸受２０ａでは、炭素黒鉛質基材の空孔部に耐摩耗性および耐腐蝕性を考慮し、長期信頼性を確保した最適な金属を選定し、充填を図ったものである。なお、従来の軸受は、炭素黒鉛にＩＢ族、Ｆｅを除くVIII族およびＳｎから選ばれる１種の金属、またはこれらの金属を主にした合金を充填させたものである。
【００９２】
次に、長期信頼性を確保して耐摩耗性および耐腐蝕性を改善する充填金属の選定について説明する。
炭素黒鉛は貴なる物質で、卑なる金属との間では冷凍サイクルおよび冷媒圧縮機のように微量の水分が存在する場合には、電気化学作用によって腐蝕や冷媒の分解が加速されることが考えられる。充填金属の選定は、各種充填候補金属を水分１００ｐｐｍ含む冷凍機油（エステル系）中に浸漬し、２５０℃、１時間保持した場合の冷凍機油の化学的変化を検討して行った。その結果を表５に示す。
【００９３】
【表５】
2008128477.tif 000007
【００９４】
表５に示すように、Ｐｂ（鉛）、活性物質（フラックス）を含むＳｎ（スズ）ハンダは、脂肪酸濃度が異常に高くなり使用不可であることが判った。一方、Ａｌ（アルミニウム）は脂肪酸が少ないが充填時に基材と反応して複合炭化物を生成するため、充填金属としては適さない。また、Ｃｕ（銅）は脂肪酸が少ないが軟質であるために補強による機械的強度の改善が乏しい。更に、Ｚｎ（亜鉛）およびＳｎ（スズ）はＣｕ（銅）の２倍ほどに脂肪酸濃度が上昇する。
【００９５】
また、油中溶質金属はＰｂ（鉛）が３６ｐｐｍ、Ｓｎハンダが１６ｐｐｍ、その他の金属は何れも０．１ｐｐｍ以下（検出限度外）であり、短時間の試験では０．１ｐｐｍ以下の金属間での有意差を見付けることはできなかった。
【００９６】
本実施例は、Ｃｕの欠点である機械的強度を上昇させ、なお且つ炭素黒鉛質基材と化学反応を起こさせないためにＳｎ（スズ）、Ｚｎ（亜鉛）、Ｓｉ（ケイ素）等の金属を合金化すると共に、脂肪酸の生成を抑制するためにα固溶体の範囲を特定し充填することにした。α固溶体としては、Ｃｕ（銅）−２．３％Ｂｅ（ベリリウム）、Ｃｕ（銅）−５．０％Ｓｉ（ケイ素）、Ｃｕ（銅）−９．７％Ａｌ（アルミニウム）、Ｃｕ（銅）−１２％Ｓｎ（スズ）、Ｃｕ（銅）−２９％Ｚｎ（亜鉛）等があるが、Ｂｅ（ベリリウム）、Ｓｉ（ケイ素）およびＡｌ（アルミニウム）は高温で炭素黒鉛質基材と反応性があり、充填時には反応を最小限に食い止める工夫が必要となる。Ｃｕ（銅）とＳｎ（スズ）およびＺｎ（亜鉛）は、融点近傍の充填作業温度では反応が極めて少なく、作業に適している。したがって、ここではＣｕ（銅）−Ｓｎ（スズ）系の合金で述べる。
【００９７】
ここで参照する図１７は、充填金属の状態図および機械的特性を表す図であり、(ａ)は銅-スズ系の固溶体における機械的特性(引張強さ：σＢ、硬さ：ＨＢ、伸び：δ)の関係を示す図、(ｂ)は銅-スズ-リンの３元系の金属状態を示すものであって、本実施例のα固溶体の面積範囲とα＋Ｃｕ３Ｐの面積範囲を示す図である。図１８は、代表的な充填金属の電極電位を示す図である。
【００９８】
Ｃｕ（銅）−Ｓｎ（スズ）系の合金は、図１７（ａ）および（ｂ）に示す金属状態図と機械的特性との関係になり、α固溶体はＳｎ（スズ）が約１２％の範囲となる。この時の引張強さσＢは約１．８倍となり、硬さが約１．６倍となり空孔を充填することによる改善効果が得られる。一方、Ｃｕ（銅）のα固溶体は先に述べた溶出Ｚｎ（亜鉛）、Ｓｎ（スズ）、Ｓｉ（ケイ素）等の卑金属がＣｕ（銅）の組織の中に固溶しているため、このものの腐蝕電位は、図１８に示すように、見掛け上は純銅と同じレベルの電極電位となる。すなわち、α固溶体は機械的強度が大幅に改善すると共に純銅並みの耐蝕性を有することが可能であり、特に冷媒圧縮機や冷凍装置において炭素黒鉛質基材の電極電位とＣｕ（銅）のα固溶体の電位差を小さくすることが可能となり、腐蝕を伴う信頼性を大幅に改善することができる。
【００９９】
また、表５に示すように、本実施例の軸受に使用することができる青銅［Ｃｕ（銅）＋Ｓｎ（スズ）］、リン青銅［Ｃｕ（銅）＋Ｓｎ（スズ）＋Ｐ（リン）］、リン銅［Ｃｕ（銅）＋Ｐ（リン）］は、純銅に近似した低レベルの脂肪酸濃度に留めることが可能である。更に、α固溶体の機械的強度を増強する手段として、Ｐ（リン）をＣｕ３Ｐの形で固溶若しくは部分的に析出させることにより、炭素黒鉛質基材の特性を損なうことなく機械的強度および耐摩擦摩耗特性を改善することが可能であり、本実施例の一つの目的である。なお、充填実験に用いた代表的な銅合金は、ＪＩＳ（日本工業規格）のＢＣ３、ＰＢＣ３、ＢＣｕＰ２である。なお、組織を強くする金属を１０〜５０質量％充填させたことを検証するには、例えば、後記する金属充填前および金属充填後の軸受（図２０（ａ）および（ｂ）参照）の一個当りの質量を、充填後の質量から充填前の質量を差し引いて金属量を求め、これを充填後の質量で除せば良い。ここで１０〜５０質量％に規定する理由は、作業性の最も良い所を選んだ結果であり、５０質量％を超えるもの、および１０質量％以下のものを作ることは現状の充填炉では難しいためである。また、１０質量％以下になると作業性が悪くなることはもちろん、機械的強度或いは摩擦摩耗特性が大幅に低下するためである。
【０１００】
次に、Ｃｕ（銅）のα固溶体を形成する銅合金を炭素黒鉛質基材に充填させる手段および充填後の材料特性を説明する。
図１９は、Ｃｕ（銅）のα固溶体を形成する合金を真空高圧充填装置内で溶融し、炭素黒鉛質基材の空孔を高圧充填する一例を示す模式図である。図２０（ａ）は、ブロック状の等方性炭素黒鉛質基材より切り出した断面が矩形状バー材を示す模式図、図２０（ｂ）は円柱または円筒状の異方性炭素黒鉛質基材を示す模式図である。図２１（ａ）は、異方性炭素黒鉛質基材の金属充填前の顕微鏡組織図、図２１（ｂ）は、異方性炭素黒鉛質基材の金属充填後の顕微鏡組織図である。
【０１０１】
まず、ここでは銅合金を炭素黒鉛質基材に充填する真空高圧充填装置について説明する。
図１９に示すように、真空高圧充填装置２３は、真空容器２４内に金属溶融炉２５と、吊カゴ２６と、昇降機２７を有するものである。そして、吊カゴ２６内に被充填炭素黒鉛質基材をセットした後に真空高圧充填装置２３内が真空引きされてガスが排出される。次いで、金属溶融炉２５内のＣｕ（銅）のα固溶体で銅合金が加熱溶融される。そして、この加熱溶融した銅合金の浴中に昇降機２７を使って吊カゴ２６内に被充填炭素黒鉛質基材が浸漬される。なお、加熱溶融した銅合金は、特許請求の範囲に記載の「金属溶融体」に相当する。
【０１０２】
次に、注入口２８より窒素ガス等の不活性ガスを注入し、金属溶融炉２５内圧力が、例えば１０ＭＰａの高圧に加圧され、この高圧が保持される。その結果、被充填炭素黒鉛質基材の空孔部分には、強制的に銅合金が充填されることとなる。加圧充填する圧力としては、図８（ｂ）の空孔分布図に対応して、例えば直径１μｍでは２０ＭＰａ、２μｍでは１０ＭＰａが必要とされる。通常の実績では、１０ＭＰａで空孔充填率が６２〜９０％となる。成形圧力が小さく、空孔も大きい場合は、１ＭＰａでも約５０％の充填が可能となる。
【０１０３】
その後、吊カゴ２６を上昇させて銅合金の固相線以下の温度まで冷却させて金属の凝固が完了する。その後、高圧のガスを大気放出させて真空高圧充填装置２３内が常圧化される。この状態で、金属充填炭素黒鉛質基材は、真空高圧充填装置２３内から取り出される。
【０１０４】
ここで、本実施例においては、炭素黒鉛質基材を、使用する形状に近い円筒状に成形したうえで銅合金の充填を行っているため、最終使用形態の軸受に仕上げ加工を行った炭素黒鉛質基材の内周面と外周面の全周の銅合金の金属濃度はほぼ均一である。これは、以下の理由による。
円筒状の炭素黒鉛質基材に溶融された銅合金を充填した場合、外周面及び内周面から銅合金が充填されるため、内周面及び外周面の全周の金属濃度がほぼ均一となっている。したがって、機械加工仕上げ工程を行った場合であっても、内周面及び外周面の全周の金属濃度がほぼ均一となっている最終使用形態の軸受が得られる。
一方、円柱状の炭素黒鉛質基材の場合、外周面から円柱の中心に向かって金属が充填されるため、円柱体内での銅合金の金属濃度は中心から外周面の距離に応じて、ほぼ均一である。したがって、機械加工仕上げ工程により、円柱体から円筒体に加工した場合であっても、内周面及び外周面の全周の金属濃度はほぼ均一となっている。また、金属充填前に円柱状の炭素黒鉛質基材を円筒体に加工した場合であっても、前記したように外周面及び内周面から銅合金が充填されるため、内周面及び外周面の全周の金属濃度がほぼ均一となっている。したがって、機械加工仕上げ工程を行った場合であっても、内周面及び外周面の全周の金属濃度がほぼ均一となっている最終使用形態の軸受が得られる。
【０１０５】
冷媒圧縮機に使用する軸受は、図２０（ａ）および（ｂ）に示すように、例えば外径Φを１９ｍｍ、内径Φを１６．０ｍｍ、図示しない高さを１５ｍｍに設定したときに、バー材および円筒材から作製される。図２０（ｂ）に示す場合には、軸受は、前記円筒材が加工されて外径Φ２０．５ｍｍ、内径Φ１１．５ｍｍ、高さ２５ｍｍに作製される。なお、前記寸法は、クランプ代を含むために最終形状にプラスαされている例である。ちなみに、図２０（ａ）に示す例では、バー材より円柱に加工する工程（図５のＯ−Ｓｔｅｐ９参照）、円柱より円筒に加工する工程（図５のＯ−Ｓｔｅｐ１０参照）、および円柱を仕上げる工程（図５のＯ−Ｓｔｅｐ１０参照）を経て最終仕上り寸法とする例が示している。つまり、図２０（ａ）中の一点鎖線で示す仮想線は、最終仕上り寸法を表している。
【０１０６】
図２０（ａ）に示すバー材と、図２０（ｂ）に示す円筒材とを比較すると、図２０（ｂ）に示す円筒材は、金属充填比で図２０（ａ）に示すバー材の１／５となり、体積比で２／５となり、充填金属の炭素黒鉛質基材における有効面積比が１３／６０となっている。そして、図２０（ａ）に示すバー材と、図２０（ｂ）に示す円筒材とを比較すると、浸漬時の熱汲出量、充填金属の持出量、充填時間、生産能力等で、本実施例の軸受の製造方法（図５参照）が優れていることが実証された。
【０１０７】
次に、金属が充填された炭素黒鉛質基材の機械的および物性的特性について、表６を用いて説明する。表６は、金属が充填された炭素黒鉛質基材の機械的および物性的特性をまとめた表である。
【０１０８】
【表６】
2008128477.tif 000008
【０１０９】
表６における従来例３は、表１に示されている、面積空隙率が平均１０．８６％の等方性炭素基材に青銅（ＢＣ３：Ｐ含有量０）を充填したものであって、面積充填率が７．６６％、未充填に相当する面積空隙率が０．８６％となった。そして、面積空孔充填率は９０％となる。
【０１１０】
以下、本実施例に係る炭素黒鉛質基材として、表１に示される平均面積空隙率が９．０７％で、円柱体の異方性炭素黒鉛質基材に金属を充填した実施例について説明する。
実施例６は、青銅（ＢＣ３）を充填したものであって、面積充填率が６．４９％、面積空隙率が１．３１％となった。そして、面積空孔充填率は８３％となる。
実施例７は、リン青銅（ＰＢＣ３：Ｐの含有量０．０５〜０．５質量％）を充填したものであって、面積充填率が４．８２％、面積空隙率が２．９８％となった。そして、面積空孔充填率は６２％となる。
実施例８は、リン銅（ＢＣｕＰ２：Ｐの含有量６．８〜７．５質量％）を充填したものであって、面積充填率が６．１０％、面積空隙率が１．５４％となった。そして、面積空孔充填率は８０％となる。
【０１１１】
次に、本実施例に係る炭素黒鉛質基材として、表１に示される平均面積空隙率が９．０７％で、円筒体の異方性炭素黒鉛質基材に金属を充填した実施例について説明する。
実施例９は、青銅（ＢＣ３）を充填したものであって、面積充填率が６．１３％、面積空隙率が１．７０％となった。そして、面積空孔充填率は７８％となる。
実施例１０は、リン青銅（ＰＢＣ３）を充填したものであって、面積充填率が７．４０％、面積空隙率が０．９８％となった。そして、面積空孔充填率は８８％となる。
実施例１１は、リン銅（ＢＣｕＰ２）を充填したものであって、面積充填率が６．５２％、面積空隙率が１．６３％となった。そして、面積空孔充填率は８０％となる。
【０１１２】
また、表６に示されるように、実施例６〜実施例１１の曲げ強さ、圧縮強さ、圧環強さ（圧環荷重）は、従来例３と比較して各項目とも強度差が小さく（ほぼ±５％以内）、軸受基材としての目標である、曲げ強さ５０ＭＰａ以上、圧縮強さ１８０ＭＰａ以上が確保されていることが確認できる。さらに、圧環強さ（圧環荷重）として、外径Φ１９ｍｍ、内径１６ｍｍ、高さ１４．３ｍｍの円筒形の試験品で１８．６ＭＰａ（圧環荷重で１５０Ｎ）以上が確保されることも確認できる。
【０１１３】
図２１は、表６における、異方性炭素黒鉛質基材の実施例７において、金属を充填する前（ａ）と充填した後（ｂ）の顕微鏡組織図である。図２１に於いて、黒い部分は空孔を示し灰色の海の部分は炭素黒鉛質基材を示している。なお、金属を充填する前の状態を示す図２１（ａ）の組織図は、表３の実施例２で説明する成形圧を１００％とした時の異方性炭素黒鉛質基材のＢ面を示している。そして、金属の充填後を示す、図２１（ｂ）の組織図は、表３の実施例２で説明する成形圧を１００％としたときの異方性炭素黒鉛質基材のＢ面の空孔部分に金属を充填したときの顕微鏡写真を示す。白色部は充填された金属を示し、黒色部は未充填部を示している。即ち、機械的強度や潤滑油膜に関して支障を来している空孔に対して金属が６２〜９０％充填されている様子を示している。
【０１１４】
以上のように、本実施例に係る異方性炭素黒鉛質基材（表６に示す実施例６〜実施例１１）は、面積空孔充填率が６２〜９０％であって、機械的強度や潤滑油膜に関して支障をしている空孔の６２〜９０％に金属が充填されることから、機械的強度や潤滑油膜に対する性能の改善を図ることができる。そして、機械的強度（曲げ強さ、圧縮強さ、圧環強さ）に関しては、軸受に要求される強度を満たしていることが確認された。
【０１１５】
表７および表８は金属が充填された炭素黒鉛質基材の、冷媒と冷凍機油の混合物に対する熱化学安定性を評価したものである。
【０１１６】
【表７】
2008128477.tif 000009
【０１１７】
【表８】
2008128477.tif 000010
【０１１８】
表７および表８に示される試験条件は、ＪＩＳ  Ｋ  ２２１１（冷凍機油）で規定されるシールドチューブテストに準拠するものである。すなわち、水分が１００ｐｐｍ含まれる冷凍機油（エステル油）５ｍＬと、冷媒（Ｒ４１０Ａ）０．５ｇと、予めガラス管に入る大きさ（縦３ｍｍ×横４ｍｍ×長さ５０ｍｍ）に作られた炭素黒鉛質基材とをガラス管に封入し、冷媒圧縮機における軸受の使用環境に想定した１５０℃×４０日間の加熱試験を実施した。そして、加熱試験後の熱化学安定性にかかる信頼性を評価する。表７における実施例１２は、リン青銅（ＰＢＣ３）を充填した異方性炭素黒鉛質基材であって、実施例１３はリン銅（ＢＣｕＰ２）を充填した異方性炭素黒鉛質基材である。そして、室温の状態および−４０℃の環境に４時間放置した状態で目視によって外観チェックする溶質物の析出性試験、冷媒等によって冷凍機油が化学分解されたときの生成物である酸性物質量を確認する全酸価試験、冷凍機油中に存在する遊離脂肪酸量をガスクロマトグラフィで分析する脂肪酸試験、の各試験を加熱試験の前後に行った。その結果、加熱試験の前後で全ての試験結果に有意差がないことが確認できた。これは、従来例４（青銅（ＢＣ３）を充填した等方性炭素黒鉛質基材）と同等である。また、実施例１２、１３にかかる炭素黒鉛質基材を用いた曲げ試験においても、加熱試験前後で有意差がないことが確認できた。以上のことより、本実施例に係る炭素黒鉛質基材を軸受の素材として使用することに、問題がないことが確認できた。
【０１１９】
また、異方性金属充填炭素基材（縦３ｍｍ×横４ｍｍ×長さ５０ｍｍ）と、ＨＦＣ冷媒Ｒ１３４ａ、Ｒ４０７Ｃ、Ｒ４０４Ａもしくは炭化水素（ＨＣ）冷媒Ｒ６００ａ、Ｒ２９０（０．５ｇ）の１種と、水分１００ｐｐｍもしくは５００ｐｐｍを含む冷凍機油（エステル油）５ｍＬと、をガラス管に封入し、冷媒圧縮機における軸受の使用環境に想定した１５０℃×４０日間の加熱試験を実施した。そして、加熱試験後の熱化学安定性にかかる信頼性を評価した結果を表８に示す。表８において、実施例１４〜実施例２７は、溶浸金属の欄に記載される金属を充填した異方性炭素黒鉛質基と、冷媒の欄に記載される冷媒と、冷凍機油の欄に記載される冷凍機油と、を組み合わせて試験することを示している。これらの結果においても、色相の変化、外観析出物の有無、曲げ強さ、全酸価とも、加熱試験後において異常が認められず、軸受として実用可能であることが確認できた。また、表７及び表８に示される評価と同じタイミングで行った、冷凍機油中の金属の分析において、Ｃｕ（銅）、Ｓｎ（スズ）、Ｐ（リン）は検出限度以下（＜０．０１ｐｐｍ）であり、良好な耐蝕性が確認できた。これは、冷凍機油に含まれる水分量の差（１００ｐｐｍ、５００ｐｐｍ）による有意差はなく、いずれの水分量においても同等の耐蝕性を示すことが確認できた。
【０１２０】
以上をまとめると、本実施例に係る炭素黒鉛質基材はＲ４１０Ａで代表されるＨＦＣ系冷媒（Ｒ１３４ａ、Ｒ４０４Ａ、Ｒ４０７Ｃ等）とエステル系冷凍機油やＲ６００ａ、Ｒ２９０で代表されるＨＣ冷媒と鉱油（ＭＯ）との化学安定性に於いて、実用面で高い信頼性を有する。
なお、表８には示していないが、抽出溶媒であるＲ１４１ｂとの化学安定性においても、実用面で高い信頼性を有することを確認している。すなわち、抽出溶媒Ｒ１４１ｂの使用環境において溶出する物質が１質量％以下で、フロック点試験で析出物が目視で検出されない状態であった。
【０１２１】
次に、ＣＯ２冷媒（Ｒ７４４）とＰＡＧ系冷凍機油（水分１５０ｐｐｍ）と充填金属炭素黒鉛質基材の試験片を金属製圧力容器に入れて、冷媒圧縮機の使用環境に於ける熱化学安定性に係る信頼性を評価した。なお、この時に使用したＣＯ２冷媒の量は４０ｇ、冷凍機油の量は４０ｍＬであり、試験は１５０℃×４０日間の加熱試験である。この試験においても、色相、曲げ強さ、全酸価等の試験項目において先に説明したブランクと比較して異常が認められなかった。なお、外観チェックの目視試験は前記金属容器中ではできないので、前述した硬質ガラスチューブに試験後の冷凍機油と冷媒（Ｒ１３４ａ）を封入し、溶出した物質を目視判定したものである。ここでも、室温と−４０℃において析出物がないことを確認した。また、アンモニア冷媒は銅との反応性が高いため、外観および低温析出性が悪く実用性がないことが判明した。
【０１２２】
以下、図２２から図２５を参照して前記金属充填した炭素黒鉛質基材を空気調和機および冷凍装置等の冷媒圧縮機の使用環境を想定した摩擦摩耗特性について説明する。
図２２は、摩擦摩耗試験片の配置を示す図である。図２３は、気体冷媒としてのＲ４１０Ａを使用した摩擦摩耗試験を行い、この試験で測定された摩耗量を従来例と本実施例とで比較した図である。図２４は、気体冷媒としてのＲ４１０Ａを使用した摩擦摩耗試験を行い、この試験で測定された平均摩擦係数を従来例と本実施例とで比較した図である。図２５は、気体冷媒としてのＣＯ２を使用した摩擦摩耗試験を行い、この試験で測定された摩耗量を従来例と本実施例とで比較した図である。
【０１２３】
摩擦摩耗試験片は、図２２に示すように、固定片２９と、可動片３０とで構成されている。そして、固定片２９は、軸受を想定し、可動片３０は軸（ＨＶ４５０以上の鋼：例えばＳＣＭ４１５の浸炭焼入れ、面精度Ｒｚ＝１．２μｍ以下）を想定している。また、固定片２９と可動片３０とを使用して評価試験を行うときには、冷媒圧縮機の運転雰囲気を想定し、冷媒の高圧雰囲気下で摩擦摩耗評価試験を行うことができる形状および大きさに固定片２９および可動片３０は形成されている。
前記固定片２９および可動片３０の評価試験の試験条件を表９に示す。
【０１２４】
【表９】
2008128477.tif 000011
【０１２５】
この試験条件は、無潤滑油状態を想定した境界潤滑運転下での過酷な加速試験条件としている。つまり、この試験条件は、試験面圧が軸受面圧に相当し、試験速度が軸の周速に相当する冷媒圧縮機の運転条件の中で、冷媒が圧縮機内に寝込み底部に貯留され、急速立上げ始動等で潤滑油が軸と軸受部に到達しない条件となっている。
【０１２６】
次に、図２３に示すように、実施例２８〜３４の異方性炭素黒鉛の円筒および円柱基材に、青銅（ＢＣ）、リン青銅（ＰＢＣ）、リン銅（ＢＣｕＰ）を充填したものは、何れの場合においても従来例５の等方性炭素黒鉛質基材に青銅（ＢＣ）を充填したものに比較して摩耗量が約１／２に改善されていることが判った。また、実施例３３および３４の等方性炭素黒鉛質基材のブロック成形体にリン青銅（ＰＢＣ）、リン銅（ＢＣｕＰ）を充填したものにおいても、従来例５の等方性炭素黒鉛質基材に青銅（ＢＣ）を充填したものに比較して摩耗量が低いことが確認できた。これは、リン（Ｃｕ３Ｐ）が含まれている銅合金の配合効果である。すなわち、従来例５は、同じ等方性炭素黒鉛質基材であるがリンが入っていないため、軸受で摩耗量が６μｍ／２ｈであるのに対し、実施例３３は５．１μｍ／２ｈである。また、実施例３４は３．４μｍ／２ｈであった。したがって、実施例３３、３４においても従来例５、６に比較して摩耗量が改善されていることが判った。更にまた、従来例６は先に述べた黒鉛結晶化度が８６％（実施例２８〜３４の黒鉛結晶化度は１５〜５０％）と大きく、機械的強度が低いので実施例２８〜３４と摩耗量の差が出たものである。
【０１２７】
次に、図２４に示すように、従来例５の等方性炭素黒鉛質基材に青銅（ＢＣ）を充填したものと比較して、等方性炭素黒鉛質基材にリン青銅（ＰＢＣ）を充填した実施例３４、リン銅（ＢＣｕＰ）を充填した実施例３３、異方性炭素黒鉛質基材の円筒成形体に青銅（ＢＣ）を充填した実施例３２、リン青銅（ＰＢＣ）を充填した実施例３１、リン銅（ＢＣｕＰ）を充填した実施例３０、異方性炭素黒鉛質基材の円柱成形体に青銅（ＢＣ）を充填した実施例２９、およびリン青銅（ＰＢＣ）を充填した実施例２８は、摩擦係数が充填金属のＰ（リン）の含有量に比例して小さくなっている。したがって、Ｐ（リン）入りでＣｕ（銅）のα固溶体は炭素黒鉛質基材の網目状空孔に充填されて材料強度が上昇し、摩擦係数を低減する効果があることがわかる。
【０１２８】
次に、図２５に示すように、気体冷媒としてのＣＯ２冷媒を使用した摩擦摩耗試験では、従来例の等方性炭素黒鉛質基材は、摩耗量が２μｍ／ｈ以下となる。本実施例の異方性炭素黒鉛質基材の摩耗量も２μｍ／ｈ以下となる。また、等方性炭素黒鉛質基材に青銅を充填したもの（溶浸品）は、異方性炭素黒鉛質基材に青銅を充填したもの（溶浸品）とほぼ同じで、摩耗量が異常に増大する。この摩擦摩耗試験の条件としての試験面圧が２０ＭＰａになると、摩擦面で冷媒と充填金属でトライボケミカル反応を起こして摩耗が進行するので、この場合は無充填の基材単独の方がすぐれていることが判った。したがって、ＣＯ２冷媒中の摩耗に関しては基材、充填品とも等方性、異方性の有意差がなく、実用に供することができることが判った。
【０１２９】
次に、本実施例の異方性炭素黒鉛質基材を固定片２９（図２２参照）とし、試験面圧を変えて摩耗試験を行った試験結果について適宜図面等を参照しながら説明する。図２６は、試験面圧を５〜１５ＭＰａの範囲で変えて、気体冷媒としてのＲ４１０Ａ中で摩耗試験を行った結果を示す図である。なお、本実施例が対象としている冷媒としては、前記したようにＲ１３４ａ、Ｒ４１０Ａ、Ｒ４０７Ｃ、Ｒ４０４Ａ等が挙げられるが、構成元素がＣ（炭素）、Ｆ（弗素）、Ｈ（水素）であり、環境下でのトライボケミカル反応に係わる腐蝕摩耗は、本試験で冷媒として使用されたＲ４１０Ａに代表される。
【０１３０】
また、本実施例が対象としている冷凍機油としては、前記したように、ＰＯＥ（エステル油）、ＰＶＥ（エーテル油）等が挙げられるが、本試験では冷凍機油としてＰＯＥが使用された。
前記した気中摩耗試験（図２３、図２４参照）では、気体冷媒としてのＲ４１０Ａ中で、一定の速度１．２ｍ／ｓ、試験面圧９．８ＭＰａで行ったものであるが、ここでは、前記した気中摩耗試験の前後となる５ＭＰａと１５ＭＰａで気中摩耗試験が行われた。その他の条件は、表１０に示すように設定した。
【０１３１】
【表１０】
2008128477.tif 000012
【０１３２】
また、耐荷重試験では、冷媒Ｒ４１０Ａとポリオールエステル系冷凍機油（ＶＧ６８）の混合潤滑油に試験片が浸漬され、試験面圧が１．８〜９８ＭＰａの範囲で連続的に増圧された。そして、試験面圧が９８ＭＰａ（Ｍａｘ圧）となったところで耐荷重試験を終了して摩耗量が測定された。その他の条件は、表１０に記載の通りである。
【０１３３】
図２６に示すように、従来例７では、試験面圧９．８ＭＰａが試験面圧１５ＭＰａになると、急激に摩耗が上昇し１６μｍ／ｈに至る。また、従来例８では、試験面圧が９．８ＭＰａでの摩耗量が１２μｍ／ｈであったものが、試験面圧が１５ＭＰａでは摩耗量が２０μｍ／ｈに上昇する。実施例３５では、試験面圧が９．８ＭＰａでの摩耗量が２μｍ／ｈ以下であったものが、試験面圧が１５ＭＰａでの摩耗量が１４μｍ／ｈになる。また、実施例３６では、試験面圧が９．８ＭＰａでの摩耗量が２μｍ／ｈ以下であったものが、試験面圧が１５ＭＰａでの摩耗量が３．７μｍ／ｈとなって実施例３５の１／３以下になる。
【０１３４】
図２７は、面圧を１．８〜９８ＭＰａに変えて、冷媒および冷凍機油の混合液中での混合潤滑を想定して摩耗試験した結果を示す図であり、（ａ）は等方性炭素黒鉛（ブロック）の面圧と摩擦係数との関係を測定した図、（ｂ）は異方性炭素黒鉛（円筒）の面圧と摩擦係数との関係を測定した図である。図２８（ａ）および（ｂ）は金属を充填した本実施例の異方性炭素黒鉛の面圧と摩擦係数の関係を示す図、図２８（ｃ）は、金属を充填した従来の等方性炭素黒鉛の面圧と摩擦係数の関係を示す図である。図２９は、図２８（ａ）の試験結果における軸、軸受の摩耗量比較試験結果を示す図である。
【０１３５】
図２７（ａ）は、等方性炭素黒鉛質基材の耐荷重性を示しており、図２７（ａ）に示すように、この摩耗試験では、試験面圧が２３ＭＰａから摩擦係数が急激に立上がり、摩擦面の破壊が生じて試験面圧６０ＭＰａで試験片自体が破断した。
【０１３６】
図２７（ｂ）は、異方性炭素黒鉛質基材の耐荷重性を示しており、図２７（ｂ）に示すように、この摩耗試験では、試験荷重７５ＭＰａで試験片自体が破断した。この図２７（ｂ）の摩耗試験では、等方性炭素黒鉛質基材と同様な特性を示している。
【０１３７】
図２８（ａ）（ｂ）および（ｃ）は、異方性炭素黒鉛基材に金属を充填した場合の耐荷重性を示しており、図２８（ａ）（ｂ）および（ｃ）に示すように、この摩耗試験では、異方性炭素黒鉛＋リン青銅、および異方性炭素黒鉛＋リン銅、ならびに等方性炭素黒鉛＋青銅共に摩擦係数が、おおよそ０．１以下を推移した。そして、この摩耗試験では、油膜面の存在によって耐荷重性が飛躍的に向上することが判った。
【０１３８】
図２９は、図２８（ａ）の試験完了時の摩耗量の代表例を示すものであり、図２９に示すように、従来例９は固定片の摩耗量が８０μｍ／２ｈであり、可動片の摩耗量が１．５μｍ／２ｈであり、従来例１０は固定片の摩耗量が３５２μｍ／２ｈであり、可動片の摩耗量が３．２μｍ／２ｈである。
また、実施例３７は固定片の摩耗量が５μｍ／２ｈで可動片の摩耗量が１．２μｍ／２ｈであり、実施例３８は固定片の摩耗量が１３μｍ／２ｈで可動片の摩耗量が２．５μｍ／２ｈとなった。
【０１３９】
以上の試験結果により、冷媒圧縮機の過酷な運転条件下の混合潤滑状態および境界潤滑状態において、異方性炭素黒鉛質基材に青銅（ＢＣ）およびリン青銅（ＰＢＣ）を充填したものは特に優れていることが確認された。
【０１４０】
以上をまとめると、炭素黒鉛質基材の円柱若しくは円筒等の成形体のＢ面にＰ（リン）を含むＣｕ（銅）のα固溶体が原料粒子の隙間の部分に充填し、この部分は機械的強度が高く、例えば青銅（ＢＣ）がＨＶ１１７、リン青銅（ＰＢＣ）がＨＶ１２８、リン銅（ＢＣｕＰ）がＨＶ１０５であり、これらが硬く脆い炭素黒鉛質基材（ＨＶ１４６〜２１１）を包み込む形となって炭素黒鉛質基材を補強しているものと思われる。
【０１４１】
次に、以上の試験結果を有する実施例品を冷凍装置等のＲ４１０Ａ冷媒圧縮機に組込み、冷媒を多量に封入しインバータ起動の高速断続運転による圧縮機限界耐力試験を行なった時の試験結果について説明する。試験結果では、従来品（等方性炭素黒鉛ブロック成形基材＋青銅（ＢＣ）充填）および実施例（異方性炭素黒鉛円筒成形基材＋リン青銅（ＰＢＣ）充填）は、軸および軸受の各々の摩擦面に摺動の痕跡がほとんど認められず、摩耗量および油の劣化等において良好な結果を示した。同様にして冷蔵庫のおいては、レシプロ形圧縮機を用いてＲ６００ａと鉱油の組合せ、およびＲ１３４ａとエステル油の組合せにおいて長期信頼性評価の結果、異常は認められなかった。更に給湯機においては、スクロール形圧縮機を用いてＲ７４４とＰＡＧ油の組合せにおいて長期信頼性評価の結果、異常は認められなかった。換言すると、通常の使用状態では本実施例の軸受は従来実績のある冷凍装置或いは圧縮機の運転条件を満足し、更に前記のような過酷な試験で従来品より優れた特性を有することが確認できたものである。
【０１４２】
次に、通常の低荷重領域における軸受特性を明確にするため、図３０（ａ）および（ｂ）を参照しながら、図１６（ｃ）に示される特性を有する冷媒圧縮機内に貯留されている冷媒が溶解している冷凍機油の所定の温度での粘度（η）と、軸と軸受の試験面圧（Ｐ）と、周速（Ｖ）とを変えたときのゾンマーフェルト（Ｓｏｍｍｅｒｆｅｌｄ）数に対する摩擦係数の関係（ストライベック曲線）を、従来の炭素黒鉛質基材と本実施例での炭素黒鉛質基材との比較で説明する。
【０１４３】
図３０（ａ）は、異方性炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を示す図、図３０（ｂ）は、等方性炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を示す図である。
前記ストライベック曲線を求める本試験では、４０℃、冷媒（Ｒ４１０Ａ）、冷凍機油（エステル系）の混合実用雰囲気中（粘度η：２６×１０−３Ｐａ・ｓ）で試験荷重が１ＭＰａ、２ＭＰａ、３ＭＰａにおけるストライベック曲線が求められた。図３０（ａ）および（ｂ）から明らかなように、１ＭＰａの低い試験荷重の場合には、ηｖ／Ｐが等方性炭素黒鉛質基材より異方性炭素黒鉛質基材が優れていることが判る。これは、基材の平均空隙率が、等方性が１０．８６％、異方性が９．０７％（図８参照）であることに由来するものと考えられる。
【０１４４】
次に、図３１（ａ）および（ｂ）を参照しながら、図１６（ｃ）に示される特性を有する冷媒圧縮機内の冷媒圧縮機内に貯留されている冷媒が溶解している冷凍機油の所定の温度での粘度（η）と、および軸と軸受の試験面圧（Ｐ）と、周速（Ｖ）とを変えた時のゾンマーフェルト数と摩擦係数との関係（ストライベック曲線）を、従来の炭素黒鉛質基材と本実施例での炭素黒鉛質基材との比較で説明する。
【０１４５】
図３１（ａ）は、従来の等方性炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を示す図、図３１（ｂ）は、従来の等方性炭素黒鉛質基材＋青銅（ＢＣ）の金属充填等方性炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を示す図である。
前記ストライベック曲線を求める本試験は、前記した従来の等方性炭素黒鉛質基材、または従来の金属充填等方性炭素黒鉛質基材で形成された軸受と軸を、ＨＦＣ冷媒と冷凍機油とを代表したＲ４１０Ａの所定量とともに封入した場合を想定して行った。
【０１４６】
この際、冷凍機油の温度は４０℃、６０℃、および８０℃に限定し、試験面圧は１ＭＰａ、２ＭＰａ、および３ＭＰａに限定し、周速は０．０１２ｍ／ｓ〜１．２ｍ／ｓの範囲に限定し、冷媒圧縮機内の実用粘度（η）９．５×１０−３〜２６×１０−３Ｐａ・ｓの範囲に限定した場合を想定して行った。そして、この試験では、図２２に示す固定片２９と可動片３０とが使用された。求められた各ストライベック曲線を評価した結果は次の通りであった。
【０１４７】
図３１（ａ）に示すように、等方性炭素黒鉛質基材は、ηｖ／Ｐが１０［（Ｐａ・ｓ・ｍ／ｓ）／（ＧＰａ）］以下になると、摩擦係数は急激に増大し、このもの単独では高試験面圧、低速、低粘度の環境条件では軸受の摩擦による機械損失が大きい。このものは、ηｖ／Ｐが１０［（Ｐａ・ｓ・ｍ／ｓ）／（ＧＰａ）］以上での使用が望ましい。
【０１４８】
図３１（ｂ）に示すように、金属充填等方性炭素黒鉛質基材は、図３１（ａ）と同様にηｖ／Ｐが１．２［（Ｐａ・ｓ・ｍ／ｓ）／（ＧＰａ）］以上での使用が望ましい。
【０１４９】
図３２（ａ）は、本実施例に係るものであり、異方性炭素黒鉛質基材＋リン青銅（ＰＢＣ）の金属充填異方性炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を示す図である。
図３２（ａ）に示すように、この金属充填異方性炭素黒鉛質基材は、軸荷重が１ＭＰａおよび２ＭＰａにおいてηｖ／Ｐが０．９［（Ｐａ・ｓ・ｍ／ｓ）／（ＧＰａ）］で低摩擦領域を維持し、いわゆる流体潤滑状態となり軸および軸受の機械的損失を低減できるものである。したがって、初期なじみ性および潤滑油膜保持性が優れ、低粘度、低速回転（例えば１０００ｒｐｍ）、高荷重での使用に十分耐えられるものである。
【０１５０】
図３２（ｂ）は、図３２（ａ）のストライベック曲線を求めた試験条件のうち、温度６０℃を温度８０℃に変更し、粘度１４×１０−３Ｐａ・ｓを粘度９．５×１０−３Ｐａ・ｓに変更した場合に求められたストライベック曲線を示す図である。これらの図３１（ｂ）、図３２（ａ）および（ｂ）の測定結果よりわかるように、冷媒と冷凍機油の共存する作動流体の潤滑条件が軸および軸受のゾンマーフェルト数の少なくともη（粘度または粘性係数）Ｖ（周速）／Ｐ（荷重）が０．８［（Ｐａ・ｓ・ｍ／ｓ）／（ＧＰａ）］以上にすることが望ましく、本試験においては軸受機械損失が小さいことが確認できた。また、冷媒と冷凍機油が共存する作動流体の潤滑条件の軸および軸受のゾンマーフェルト数の平均面圧（軸荷重）が、少なくとも０．１５〜２０ＭＰａの範囲で、軸受の摩耗量が小さいことが判る。以上の結果を踏まえて作製される軸受を備えた冷媒圧縮機であると、軸受の摩擦による機械損失が小さくなり、かつ摩耗量も減少する。そのため、この軸受によれば、冷媒圧縮機の音や振動が小さくなるとともに、ミスアライメントによる圧縮機室のシール性が良くなって、容積効率（ηＶ）の低下を防止することができる。この結果、この軸受によれば、省電力および信頼性の確保が可能となる冷媒圧縮機および冷凍装置が得られる。
【０１５１】
図３３は、炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を模式化した図である。図３３に示すように、金属の充填品は、無充填品に比較して、ηｖ／Ｐが同一の場合は摩擦係数が著しく改善され、特に摩擦係数の低い流体潤滑領域ができる。
なお、本実施例での軸受を使用した冷凍装置には家庭および業務用空気調和機、冷蔵庫、除湿機、給湯機、洗濯乾燥機、ショーケース、冷凍ユニット、自動車用空気調和機等がある。
【０１５２】
本実施例に係る軸受は、以上説明した構成を有するものであるから、次のような効果が得られるものである。
すなわち、炭素黒鉛質骨材および結合剤を含む混捏物を上下方向の一軸プレスである粉末成形機で円筒状または円柱状に圧縮成形し、得られた成形物を焼成した炭素黒鉛質基材のＸ線回折による黒鉛結晶化度を１５〜５０％とし、かつ圧環強さを１８．６ＭＰａ以上とした軸受の製造方法である。詳説するならば、混捏混合した炭素黒鉛質骨材原料を、造粒と分級により適度な粒度分布をもたせたものを円筒成形金型に容積充填し、上パンチと下パンチによって成形圧力を均一に伝達させて、原料粒子間に生じる空孔を小さく緻密になるように圧粉成形する。このグリーン成形体（金型粉末成形工程でできた成形体）を、適度の温度と時間をかけてコークス化、焼成と、黒鉛結晶化率が１５〜５０質量％におさまるように黒鉛化反応の生産管理が行われ、本実施例の異方性炭素黒鉛質基材で提供することができる。また、圧環強さが１８．６ＭＰａ以上であることから、実用強度を十分に満足する軸受を提供することができる。
【０１５３】
また、混捏物が、さらに無機充填剤を含む軸受の製造方法としたものである。したがって、前記した効果が得られる他、高荷重時の耐摩耗性をさらに改善することができる。すなわち、軸の荷重で軸受が損傷したり、軸が引掻かれて摩耗したりすることを防止することのできる提供することができる。
【０１５４】
また、炭素黒鉛質基材は、曲げ強さが５０ＭＰａ以上であり、圧縮強さが１８０ＭＰａ以上である。したがって、炭素黒鉛質基材は、原料粒子間の焼結結合と空隙分布を小さく製作管理することにより基材特性を改善し、金属充填後の曲げ強さや圧縮強さを規定値以上にした軸受を提供することができる。
【０１５５】
また、炭素黒鉛質基材が円筒状であって、この炭素黒鉛質基材に金属溶融体を充填し、機械加工仕上げ工程により、内周面及び外周面の全周の金属濃度をほぼ均一にした。したがって、真空充填装置に円筒状の炭素黒鉛質基材を導入し、真空排気後、充填金属を液相線を上まわる温度で溶融し、浸漬後に高圧にして空孔部に充填させ、次に引上げて固相線温度以下の温度にまで冷却した後、常圧に戻して取出す製造方法は、軸受の内外周からの充填距離が短く均等に作用することから、軸受内外周面は安定した組織と１８．６ＭＰａ以上の圧環強さを確保できる軸受を提供することができる。
【０１５６】
また、炭素黒鉛質基材が円柱状であって、この炭素黒鉛質基材の中心を刳り貫いて円筒状に形成し、得られた円筒状の炭素黒鉛質基材に金属溶融体を充填し、機械加工仕上げ工程により、内周面及び外周面の全周の金属濃度をほぼ均一にした。したがって、真空充填装置に円筒状の炭素黒鉛質基材を導入し、真空排気後、充填金属を液相線を上まわる温度で溶融し、浸漬後に高圧にして空孔部に充填させ、次に引上げて固相線温度以下の温度にまで冷却した後、常圧に戻して取出す製造方法は、軸受の内外周からの充填距離が短く均等に作用することから、軸受内外周面は安定した組織と１８．６ＭＰａ以上の圧環強さを確保できる軸受を提供することができる。
【０１５７】
また、顕微鏡で求めた面積空隙率が１５％以下である前記炭素黒鉛質基材に、１〜２０ＭＰａの圧力で金属溶融体を高圧浸透させた。したがって、炭素黒鉛質基材の空孔分布は約１〜１５μｍの範囲であり、充填金属の表面張力と炭素黒鉛質基材との接触角により空孔径約１μｍに対しては浸透圧力が２０ＭＰａ以上、約２μｍに対しては同様に１０ＭＰａ以上の高圧を必要とすることが推算され、少なくとも空孔の５０％以上の面積空孔充填率が得られる軸受を提供することができる。これにより、軸受としての油膜保持性が改善され、境界潤滑を起こしにくくすることができる。
【０１５８】
また、冷凍機の冷媒圧縮機用の軸受に使用されるものであって、抽出溶媒Ｒ１４１ｂに溶出する物質が１質量％以下である。したがって、原料のコークス化が固定炭素で９９質量％以上、充填にフラックスなど、機械加工に加工液を使用しないことから、溶出冷媒Ｒ１４１ｂ試験において、軸受部品から溶出冷媒への溶出物質が１質量％以下になるような製造管理ができる。また、溶出に伴う冷媒配管障害の極めて少ない軸受を提供することができる。
【図面の簡単な説明】
【０１５９】
【図１】本実施例に係る軸受が組み込まれるスクロール型冷媒圧縮機の断面模式図である。
【図２】図１の一点鎖線で囲んだ箇所の部分拡大図である。
【図３】本実施例に係る軸受が組み込まれるロータリ型冷媒圧縮機の断面模式図である。
【図４】図３の一点鎖線で囲んだ箇所の部分拡大図である。
【図５】本実施例に係る軸受の製造方法を説明するための工程図である。
【図６】軸受に含まれる黒鉛多結晶集合モデルの説明図であり、（ａ）は、従来のランダム黒鉛集合体を示す図、（ｂ）は、整列板黒鉛集合体を示す図である。
【図７】黒鉛結晶構造を示す斜視図である。
【図８】（ａ）は、本実施例の炭素黒鉛質基材の顕微鏡組織図、（ｂ）は、空孔径の分布を示す図である。
【図９】（ａ）は、粉末成形の金型における上部パンチのみで原料を圧縮成形した際の成形圧力分布と、それによる密度分布（焼成後の空隙率）を示す分布図、（ｂ）は、粉末成形の金型における上部パンチと下部パンチの双方にて原料を圧縮成形した際の成形圧力分布と、それによる密度分布（焼成後の空隙率）を示す分布図である。
【図１０】炭素黒鉛質基材の結晶化度とラマン分析による黒鉛組織の面積率を示す図である。
【図１１】黒鉛結晶化度と摩耗量との関係を示す図である。
【図１２】平均面積空隙率と摩耗量との関係を示す図である。
【図１３】異方比と摩耗量との関係を示す図である。
【図１４】プレス成形される時にできる黒鉛結晶の（１１０）面を最大限に活用した試験片の斜視図である。
【図１５】円柱体基材における試験片の採取位置を示した模式図である。
【図１６】多孔質炭素黒鉛質基材の軸受モデルを示す概念図で、（ａ）は金属充填前のモデルを示す概念図であり、（ｂ）は金属充填後のモデルを示す概念図であり、（ｃ）はジャーナル軸受の潤滑モデルを表す図である。
【図１７】充填金属の状態図および機械的特性を表す図である。（ａ）は銅−スズ系の固溶体における機械的特性（引張強さ：σＢ、硬さ：ＨＢ、伸び：δ）の関係を示す図であり、（ｂ）は銅−スズ−リンの３元系の金属状態を示すもので、本実施例のα固溶体の面積範囲とα＋Ｃｕ３Ｐの面積範囲を示す図である。
【図１８】代表的な充填金属の電極電位を示す図である。
【図１９】Ｃｕ（銅）のα固溶体を形成する合金を真空高圧充填装置内で溶融し、炭素黒鉛質基材の空孔を高圧充填する一例を示す模式図である。
【図２０】（ａ）は、ブロック状の等方性炭素黒鉛質基材より切り出した断面が矩形状バー材を示す模式図、（ｂ）は円柱または円筒状の異方性炭素黒鉛質基材を示す模式図である。
【図２１】（ａ）は、異方性炭素黒鉛質基材の金属充填前の顕微鏡組織図、（ｂ）は、異方性炭素黒鉛質基材の金属充填後の顕微鏡組織図である。
【図２２】摩擦摩耗試験片の配置を示す図である。
【図２３】気体冷媒としてのＲ４１０Ａを使用した摩擦摩耗試験を行い、この試験で測定された摩耗量を従来例と本実施例とで比較した図である。
【図２４】気体冷媒としてのＲ４１０Ａを使用した摩擦摩耗試験を行い、この試験で測定された平均摩擦係数を従来例と本実施例とで比較した図である。
【図２５】気体冷媒としてのＣＯ２を使用した摩擦摩耗試験を行い、この試験で測定された摩耗量を従来例と本実施例とで比較した図である。
【図２６】試験面圧を５〜１５ＭＰａの範囲で変えて、気体冷媒としてのＲ４１０Ａ中で摩耗試験を行った結果を示す図である。
【図２７】面圧を１．８〜９８ＭＰａに変えて、冷媒および冷凍機油の混合液中での混合潤滑を想定して摩耗試験した結果を示す図であり、（ａ）は等方性炭素黒鉛（ブロック）の面圧と摩擦係数との関係を測定した図、（ｂ）は異方性炭素黒鉛（円筒）の面圧と摩擦係数との関係を測定した図である。
【図２８】（ａ）および（ｂ）は金属を充填した本実施例の異方性炭素黒鉛の面圧と摩擦係数の関係を示す図、（ｃ）は、金属を充填した従来の等方性炭素黒鉛の面圧と摩擦係数の関係を示す図である。
【図２９】図２８（ａ）の試験結果における軸、軸受の摩耗量比較試験結果を示す図である。
【図３０】（ａ）は、異方性炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を示す図、（ｂ）は、等方性炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を示す図である。
【図３１】（ａ）は、従来の等方性炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を示す図、（ｂ）は、従来の等方性炭素黒鉛質基材＋青銅（ＢＣ）の金属充填等方性炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を示す図である。
【図３２】（ａ）は、本実施例に係るものであり、異方性炭素黒鉛質基材＋リン青銅（ＰＢＣ）の金属充填異方性炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を示す図、（ｂ）は、（ａ）のストライベック曲線を求めた試験条件のうち、温度６０℃を温度８０℃に変更し、粘度１４×１０−３Ｐａ・ｓを粘度９．５×１０−３Ｐａ・ｓに変更した場合に求められたストライベック曲線を示す図である。
【図３３】炭素黒鉛質基材のストライベック曲線を模式化した図である。
【符号の説明】
【０１６０】
１      スクロール用密閉容器
２      旋回スクロール部材
２ａ    台板
２ｂ    ラップ
２ｃ    軸受
２ｄ    背面キー溝
３      固定スクロール部材
３ａ    台板
３ｂ    ラップ
３ｃ    吸入口
３ｄ    吐出口
４      フレーム
４ａ    軸受
５      クランクシャフト
５ａ    クランク
６      オルダム継ぎ手
７      モータ
８      ロータリ用密閉容器
９      圧縮機部
１０    モータ部
１１    吐出管
１２    クランクシャフト
１３    ローリングピストン
１３ａ  吸入口
１４    フレーム
１５    軸受
ＳＣ    スクロール型冷媒圧縮機
ＲＣ    ロータリ型冷媒圧縮機
【図１】
2008128477.tif 000013
【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】
2008128477.tif 000019
【図９】
2008128477.tif 000020
【図１０】
2008128477.tif 000021
【図１１】
2008128477.tif 000022
【図１２】
2008128477.tif 000023
【図１３】
2008128477.tif 000024
【図１４】
2008128477.tif 000025
【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２０】
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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２６】
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【図２７】
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【図２８】
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【図２９】
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【図３０】
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【図３１】
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【図３２】
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【図３３】
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【図８】
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【図２１】
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