(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
Ｎｉ：７乃至２５質量％及びＦｅ：８乃至３５質量％を含有し、残部がＣｕ及び不可避的不純物からなる組成を有し、熱膨張係数が１２乃至１５ｐｐｍ、ビッカース硬度（Ｈｖ）が１００乃至２６０であり、鋳造又は粉末熱間押出により作製された成形体を溶体化処理した固溶体であることを特徴とするスリーブ用銅合金材。
【請求項２】
Ｃｕ含有量が４５乃至７５質量％であることを特徴とする請求項１に記載のスリーブ用銅合金材。
【請求項３】
Ｆｅ含有量が８．５質量％以上であることを特徴とする請求項１又は２に記載のスリーブ用銅合金材。
【請求項４】
Ｎｉ：７乃至２５質量％及びＦｅ：８乃至３５質量％を含有し、残部がＣｕ及び不可避的不純物からなる組成の原料を、鋳造又は粉末熱間押出して成形体を得る工程と、前記成形体を溶体化処理して、熱膨張係数が１２乃至１５ｐｐｍ、ビッカース硬度（Ｈｖ）が１００乃至２６０であり、固溶体からなる銅合金材を得る工程と、を有することを特徴とするスリーブ用銅合金材の製造方法。
【請求項５】
前記溶体化処理した後、引抜き加工することを特徴とする請求項４に記載のスリーブ用銅合金材の製造方法。
【請求項６】
前記原料は、Ｃｕ含有量が４５乃至７５質量％であることを特徴とする請求項４又は５に記載のスリーブ用銅合金材の製造方法。
【請求項７】
前記原料は、Ｆｅ含有量が８．５質量％以上であることを特徴とする請求項４乃至６のいずれか１項に記載のスリーブ用銅合金材の製造方法。
【請求項８】
請求項１乃至３のいずれか１項に記載の銅合金材により製造されたことを特徴とする流体軸受装置用スリーブ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、スピンドルモータ等の流体軸受装置のスリーブに使用される銅合金材及びその製造方法、並びにこの銅合金材により製造されたスリーブに関し、特に、ステンレス鋼製のシャフトを使用した流体軸受装置のスリーブ用銅合金材及びその製造方法並びにスリーブに関する。
【背景技術】
【０００２】
スピンドルモータ等の流体軸受装置の摺動部材は、一般に、摺動時の摩耗を低減するため、シャフト（軸）がステンレス等の鋼材により形成され、スリーブ（軸受）が黄銅（Ｃｕ−Ｓｎ合金）等の比較的軟らかい金属材料により形成されている。しかしながら、黄銅の熱膨張係数は純銅に近く約２０ｐｐｍであるのに対し、ステンレス鋼材の熱膨張係数は例えばＳＵＳ３００系の場合で約１３ｐｐｍであるため、従来のスピンドルモータには、シャフトの熱膨張係数がスリーブの熱膨張係数よりも小さく、高速回転によってスリーブ及びシャフトの温度が変化すると、これらの摺動特性が不安定になるという問題点がある。
【０００３】
この問題点は、スリーブの熱膨張係数をシャフトの熱膨張係数以下にすることによって解決することができ、例えばステンレス鋼よりも熱膨張係数が小さい材料としては、Ｆｅ−４２Ｎｉ系合金材、Ｃｕ−Ｗ系合金材、Ｃｕ−Ｍｏ系合金材及びＣｕ−ＣｕＯ系合金材等がある。しかしながら、例えば、スリーブをシャフトと同様にステンレス等の鋼材により形成すると、摺動時に摩耗が発生する。また、スピンドルモータのスリーブ等のように製造工程において高精度な加工を行う摺動部材に使用される材料には、熱膨張係数が低いだけでなく、優れた加工性が求められるが、鋼材及びＦｅ−Ｎｉ系合金材等の鉄系の材料は、難削性であるため、切削加工時に刃先に炭化物が焼き付く等の問題があり、高精度に切削加工することは困難である。一方、Ｃｕ−Ｗ系合金材、Ｃｕ−Ｍｏ合金材及びＣｕ−ＣｕＯ合金材は、熱膨張係数が低く、熱伝導性も良好であるが、これらの合金材は粉末法で作製しなければならず、更に材料も高価であるため、製造コストが高く、また、完全な合金化が困難であるため、切削性に問題がある。
【０００４】
そこで、従来、加工性を低下させずに、温度変化に伴う摺動特性の変化を抑制するため、スリーブ本体をＦｅ−Ｎｉ合金（インバー）及びＦｅ−Ｎｉ−Ｃｏ合金（スーパーインバー）により形成し、その内側面に加工層として、Ｃｕ、Ｃｕ−Ｓｎ合金、Ｃｕ−Ｎｉ合金、Ｃｕ−Ｚｎ合金若しくはＣｕ−Ｚｎ−Ｓｎ合金等からなるめっき層又は蒸着層を形成するか、又は、Ｃｕ、Ｃｕ−Ａｌ系合金、Ｃｕ−Ｓｎ合金、Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐ系合金、Ｃｕ−Ｓｉ−Ｓｎ系合金、Ｃｕ−Ｎｉ−Ｚｎ系合金、Ｃｕ−Ｎｉ−Ｆｅ系合金、Ｃｕ−Ｂｅ系合金若しくはＣｕ−Ｚｎ系合金等からなる管状部材を嵌合した軸受装置が提案されている（特許文献１参照）。この特許文献１に記載の軸受装置は、スリーブ本体を鋼材よりも熱膨張係数が低いＦｅ−Ｎｉ合金又はＦｅ−Ｎｉ−Ｃｏ合金により形成することにより摺動特性の変化を抑制し、更に、切削加工される内側面にＣｕ又はＣｕ合金からなる加工層を設けることにより、加工性を向上させている。
【０００５】
また、従来、シャフトをステンレス鋼により形成すると共に、スリーブをアルミニウムシリコン合金により形成することにより、シャフトの線熱膨張係数よりもスリーブの線熱膨張係数を小さくしたスピンドルモータが提案されている（特許文献２参照）。更に、シャフトに接する部分を、炭素粒子を含有するポリエーテル芳香族ケトン樹脂により形成して、製造時における加工性を確保し、摺動性の向上を図ったモータ用軸受もある（特許文献３参照。）。
【０００６】
【特許文献１】特開平９−１７７７６７号公報
【特許文献２】特開２００４−１０４９８２号公報
【特許文献３】特開２００２−１１５７１８号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００７】
しかしながら、前述の従来の技術には以下に示す問題点がある。即ち、特許文献１に記載の軸受装置は、スリーブの内側面に加工層を形成しているため、工程数が増加し、製造コストが増加するという問題点がある。また、特許文献１に記載の軸受装置の場合、スリーブ本体を形成しているＦｅ−Ｎｉ合金材及びＦｅ−Ｎｉ−Ｃｏ合金材の熱膨張係数は１．０乃至４．２ｐｐｍと低いが、加工層を形成している銅又は銅合金の大部分は熱膨張係数が１７ｐｐｍ程度と高く、スリーブ本体と加工層との熱膨張係数の差が大きいため、従来のスピンドルモータと同様に、摺動時の温度変化により、シャフトとスリーブの隙間（クリアランス）が変化し、摺動特性が低下するという問題点がある。特に、Ｆｅ−Ｎｉ−Ｃｏ合金材を使用した場合、熱膨張係数が約１．０ｐｐｍと低すぎるため、温度変化によるクリアランスの変化が大きくなり、摺動特性が不安定になるという問題点もある。
【０００８】
また、特許文献２に記載のスピンドルモータのスリーブに使用されているアルミニウムシリコン合金材は、通常の技術では製造できないため、コストが大幅に増加するという問題点がある。また、仮に製造できたとしても、合金材中に極めて硬いＳｉの初晶が存在しているため、加工性が悪く、また、スリーブに加工できても使用中にシャフトを傷付ける可能性が高いという問題点もある。更に、特許文献３に記載されている炭素粒子を含有するポリエーテル芳香族ケトン樹脂によりスリーブを形成した場合、この材料は熱膨張係数ではなく、炭素のすべり性を利用したものであるため、摩耗が始まると耐久性が急激に低下するという問題点がある。
【０００９】
本発明はかかる問題点に鑑みてなされたものであって、切削性が良好で、且つ摺動特性における熱安定性が優れたスリーブ用銅合金材及びその製造方法並びにスリーブを提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
本願第１発明に係るスリーブ用銅合金材は、Ｎｉ：７乃至２５質量％及びＦｅ：８乃至３５質量％を含有し、残部がＣｕ及び不可避的不純物からなる組成を有し、熱膨張係数が１２乃至１５ｐｐｍ、ビッカース硬度（Ｈｖ）が１００乃至２６０であり、鋳造又は粉末熱間押出により作製された成形体を溶体化処理した固溶体であることを特徴とする。
【００１１】
本発明においては、Ｃｕ−Ｎｉ−Ｆｅ系合金材を、Ｎｉ及びＦｅの含有量を最適化すると共に、熱膨張係数を１２乃至１５ｐｐｍと従来のスリーブ用材料よりも低くしているため、温度変化による摺動特性の変化を抑制することができる。また、ビッカ−ス硬さ（Ｈｖ）を１００乃至２６０にすると共に、固溶体としているため、切削性が優れている。そして、本発明の銅合金材は、鋳造又は粉末熱間押出により作製された成形体を溶体化処理することにより製造することができる。
【００１２】
この銅合金材は、Ｃｕ含有量が４５乃至７５質量％であってもよい。また、Ｆｅ含有量を８．５質量％以上にしてもよい。これにより、切削性を維持しながら、熱膨張係数をより低下させることができる。
【００１３】
本願第２発明に係るスリーブ用銅合金材の製造方法は、Ｎｉ：７乃至２５質量％及びＦｅ：８乃至３５質量％を含有し、残部がＣｕ及び不可避的不純物からなる組成の原料を、鋳造又は粉末熱間押出して成形体を得る工程と、前記成形体を溶体化処理して、熱膨張係数が１２乃至１５ｐｐｍ、ビッカース硬度（Ｈｖ）が１００乃至２６０であり、固溶体からなる銅合金材を得る工程と、を有することを特徴とする。
【００１４】
本発明においては、Ｎｉ：７乃至２５質量％及びＦｅ：８乃至３５質量％を含有し、残部がＣｕ及び不可避的不純物からなる組成の原料を、鋳造又は粉末熱間押出により成形した後、その成形体を溶体化処理して、熱膨張係数が１２乃至１５ｐｐｍ、ビッカース硬度（Ｈｖ）が１００乃至２６０であり、固溶体からなる銅合金材としているため、ステンレス鋼製のシャフトを使用した流体軸受装置用として、切削性が良好で、且つ摺動特性における熱安定性が優れたスリーブ用銅合金材が得られる。
【００１５】
この銅合金材の製造方法においては、前記溶体化処理した後、引抜き加工することもできる。これにより、容易に所望の直径の銅合金線材が得られる。また、前記原料は、Ｃｕ含有量を４５乃至７５質量％とすることができる。また、前記原料は、Ｆｅ含有量が８．５質量％以上であってもよい。
【００１６】
本願第３発明に係るスリーブは、ステンレス鋼製のシャフトを使用した流体軸受装置のスリーブであり、前述の銅合金材により製造されたことを特徴とする。
【００１７】
本発明においては、Ｎｉ：７乃至２５質量％及びＦｅ：８乃至３５質量％を含有し、残部がＣｕ及び不可避的不純物からなる組成を有し、熱膨張係数が１２乃至１５ｐｐｍ、ビッカ−ス硬さ（Ｈｖ）が１００乃至２６０であり、鋳造又は粉末熱間押出により作製された成形体を溶体化処理した固溶体である銅合金材を使用しているため、摺動時に加熱されても摺動特性の変化が少なく、熱安定性が優れている。また、製造時の切削性が優れているため、高精度に切削加工を施すことができる。
【発明の効果】
【００１８】
本発明によれば、Ｃｕ−Ｎｉ−Ｆｅ合金材中のＮｉ及びＦｅ含有量を規定すると共に、鋳造又は粉末熱間押出により成形した成形体を溶体化処理することにより固溶体とし、更に、熱膨張係数を１２乃至１５ｐｐｍ、ビッカ−ス硬さ（Ｈｖ）を１００乃至２６０としているため、温度変化による摺動特性の変化を抑制することができると共に、良好な切削性が得られる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１９】
以下、本発明の実施の形態に係る銅合金材について具体的に説明する。本実施形態の銅合金材は、鋳造又は粉末熱間押出により成形した成形体を溶体化処理した固溶体であり、Ｎｉを７乃至２５質量％、Ｆｅを８乃至３５質量％含有し、残部がＣｕ及び不可避的不純物からなる組成で、熱膨張係数は１２乃至１５ｐｐｍ、ビッカース硬さ（Ｈｖ）は１００乃至２６０である。この銅合金材は、例えば、スピンドルモータのスリーブに加工される。なお、本実施形態の銅合金材の組成において、より好ましくは、Ｃｕ含有量が４５乃至７５質量％であり、Ｆｅ含有量が８．５質量％以上である。
【００２０】
従来、Ｃｕ−Ｎｉ−Ｆｅ合金材は、磁気スケール等の磁性材として使用されており、一般に、ガスアトマイズ法又はメカニカルアロイングにより形成した粉末を熱間押出することにより製造されている（例えば、特開平９−１５７７０号公報、特開平１０−５３８２２号公報、特開平１０−２２３４６５号公報及び特開２０００−２５６７６６号公報参照）。しかしながら、磁性材は、通常、時効処理を行ってγ相を強磁性のγ１相と非磁性のγ２相とに分離する必要があり、このような従来の方法で製造されたＣｕ−Ｎｉ−Ｆｅ合金材には、硬いＦｅ−Ｎｉ−ｒｉｃｈ（強磁性γ１）相が存在するため、切削加工性が低く、スリーブのような摺動部材には不向きである。一方、本実施形態の銅合金材は、鋳造法又は粉末熱間押出法により得られた成形体に対して、溶体化処理及び引抜き加工を行って製造されたものであり、時効処理を施していないため、各成分を完全に固溶状態とすることができ、切削性が優れている。なお、本実施形態の銅合金材は、強磁性で硬いＦｅ−Ｎｉ−ｒｉｃｈ（強磁性γ１）相が存在せず、固溶体で構成されている。
【００２１】
また、Ｃｕ−Ｎｉ−Ｆｅ合金材は、Ｎｉ含有量とＦｅ含有量との比、並びに、Ｃｕ含有量とＮｉ及びＦｅの総含有量との比を変えることにより、種々の熱膨張係数をとりうる。図１はＣｕ−Ｎｉ−Ｆｅ合金材の熱膨張係数の分布を示す三元状態図である。図１に示すように、Ｃｕ−Ｎｉ−Ｆｅ合金材は、Ｎｉ含有量及びＦｅ含有量を変えることにより熱膨張係数が変化し、Ｃｕ、Ｎｉ及びＦｅの含有量を領域１の範囲内にすることにより、その熱膨張係数を１２乃至１５ｐｐｍとすることができる。そして、この銅合金材をスピンドルモータのスリーブに加工し、シャフトを現在一般に使用されているステンレス鋼（Ｆｅ−１８Ｃｒ−８Ｎｉ合金，熱膨張係数：１７．３ｐｐｍ）により形成した場合、スリーブとシャフトとの熱膨張差が２．３乃至５．３ｐｐｍとなり、従来のスピンドルモータに比べて摺動特性における熱安定性を向上させることができる。
【００２２】
以下、本実施形態の銅合金材における数値限定理由について説明する。
【００２３】
Ｎｉ：７乃至２５質量％
Ｎｉ含有量が７質量％未満であると、切削性は良好になるが、熱膨張係数が大きくなる。一方、Ｎｉ含有量が２５質量％を超えると、熱膨張係数は小さくなるが、切削性が劣化する。よって、Ｎｉ含有量は７乃至２５質量％とする。
【００２４】
Ｆｅ：８乃至３５質量％
Ｆｅ含有量が８質量％未満であると、切削性は良好になるが、熱膨張係数が大きくなりすぎる。一方、Ｆｅ含有量が３５質量％を超えると、熱膨張係数は小さくなるが、切削性が劣化する。よって、Ｆｅ含有量は８乃至３５質量％とする。なお、Ｆｅ含有量が８．５質量％未満の場合、Ｎｉ含有量によっては熱膨張係数が１５ｐｐｍを超えてしまうことがある。このため、Ｆｅ含有量は８．５質量％以上とすることが好ましい。これにより、熱膨張係数を１２乃至１５ｐｐｍの範囲で安定させることができる。
【００２５】
熱膨張係数：１２乃至１５ｐｐｍ
スピンドルモータ等の流体軸受装置の摺動部材においては、スリーブとシャフトとの熱膨張係数の差は、２乃至５ｐｐｍとすることが望ましく、例えばシャフトがステンレス鋼（Ｆｅ−１８Ｃｒ−８Ｎｉ合金；熱膨張率１７．３ｐｐｍ）により形成されている場合は、スリーブ用材料の熱膨張係数は１２乃至１５ｐｐｍとする。銅合金材、即ち、スリーブの熱膨張係数が１２ｐｐｍ未満であると、スリーブとシャフトとの間のクリアランスが大きくなりすぎて回転が不安定になるため、摺動特性が不安定になる。また、切削加工により、スリーブとシャフトとの間のクリアランスは確保されているが、スリーブ及びシャフトの熱膨張係数が同じであると、温度変化によりこれらが完全にロックしてしまう。そこで、本実施形態の銅合金材においては、温度変化が生じでもスリーブとシャフトとの間のクリアランスが確保できるように、その熱膨張係数を、シャフトの熱膨張係数よりも若干小さくしておく。具体的には、本実施形態の銅合金材においては、熱膨張係数の上限値を１５ｐｐｍとする。銅合金材の熱膨張係数が１５ｐｐｍを超えるとスリーブとシャフトとの熱膨張係数の差が小さくなり、温度変化に伴ってロック等のトラブルが発生する。
【００２６】
硬さ（Ｈｖ）：１００乃至２６０
ビッカース硬さ（Ｈｖ）が１００未満の場合、軟らかすぎて、切削加工し難い。また、ビッカース硬さ（Ｈｖ）が２６０を超えると難削性となるため、切削加工する際に使用するバイトの刃が負ける等の問題が生じる。従って、本実施形態の銅合金材の硬さ（Ｈｖ）は１００乃至２６０とする。これにより、切削加工に使用するバイトの刃先に適した硬さが得られ、高精度に切削加工することができる。一方、前述したように、磁性材として使用されているＣｕ−Ｎｉ−Ｆｅ合金材は、製造工程において時効処理が施されているため、強磁性で硬いＦｅ−Ｎｉ−ｒｉｃｈ（強磁性γ１）相が存在し、またその硬さ（Ｈｖ）も２６０を超えることがある。このため、磁性材用のＣｕ−Ｎｉ−Ｆｅ合金材は、強磁性γ１がなく、固溶体である本実施形態の銅合金材に比べて切削性が悪い。
【００２７】
なお、本実施形態の銅合金材においては、Ｃｕ含有量を４５乃至７５質量％とすることが好ましい。これにより、加工性及び熱安定性が優れた銅合金材が得られる。一方、Ｃｕ含有量が４５質量％未満であると、熱膨張係数を１２ｐｐｍよりも低くすることができるが、加工性が低下することがある。また、Ｃｕ含有量が７５質量％を超えると、熱膨張係数が１５ｐｐｍよりも高くなって、摺動特性の熱安定性が低下することがある。
【００２８】
また、Ｃｕ−Ｎｉ−Ｆｅ合金材は、その製造方法によって、その機械的特性が変化し、切削性が変化する。そこで、本実施形態の銅合金材においては、前述の組成だけでなく、製造方法についても最適化している。以下、本実施形態の銅合金材の製造方法について説明する。本実施形態の銅合金材は、鋳造又は粉末熱間押出により成形した成形体を溶体化処理することにより製造することができる。例えば、本実施形態の銅合金材を鋳造法により作製する場合、Ｃｕ、Ｆｅ及びＮｉ等の原料を高周波溶解法により溶解して鋳造する。そして、例えば９５０乃至１１００℃の温度条件下で、例えば５乃至１０時間の均質化処理を施した後、異径圧延等の冷間加工を行って、直線状等の所定の形状に成形する。更に、この成形体に、例えば９５０℃の温度条件下で、例えば１時間の溶体化処理を施した後、引抜き加工を行い所望の直径の直線材とする。
【００２９】
また、前述の鋳造法では成形体にクラックが発生する又は添加元素の分散が悪い等の問題がある場合は、粉末焼結法により製造することもできる。その場合、先ず、アトマイズ法等により上述の組成の原料粉末を作製する。そして、この原料粉末を熱間押出加工により丸棒状にした後、例えば９５０乃至１１００℃の温度条件下で、例えば５乃至１０時間熱処理を施し、更に、引抜き等の冷間加工を行って直線状等の所定の形状にする。
【００３０】
上述の如く、本実施形態の銅合金材は、Ｎｉ及びＦｅ含有量及び製造条件を最適化することにより、熱膨張係数をステンレス鋼材に対して摺動する摺動部材として最適な範囲、即ち、１２乃至１５ｐｐｍに調節すると共に、ビッカース硬さ（Ｈｖ）が１００乃至２６０としているため、切削性及び摺動特性における熱安定性が優れている。
【実施例】
【００３１】
以下、本発明の実施例の効果について、本発明の範囲から外れる比較例と比較して説明する。先ず、下記表１に示すＮｏ．１乃至６の組成の原料を、夫々溶解鋳造した後、９５０乃至１１００℃で５乃至１０時間均質化処理し、更に、冷間加工（異径圧延）を行い、直径が１３ｍｍ、長さが５００ｍｍの直線に加工した。そして、これらの直線に、９５０℃の温度条件下で３０分間の溶体化処理を施した後、直径が１０ｍｍになるように引抜き加工して実施例１、実施例２及び比較例１乃至４の銅合金線材を作製した。また、下記表１に示すＮｏ．１及びＮｏ．２の組成の原料を、夫々溶解鋳造した後、９５０乃至１１００℃で５乃至１０時間均質化処理し、更に、冷間加工（異径圧延）を行い、直径が１０ｍｍの直線に加工した。そして、この直線に、９５０℃の温度条件下で３０分間の溶体化処理を施し、実施例３及び４の銅合金線材を作製した。更に、前述の実施例１乃至４の銅合金線材に対して、５５０℃の温度条件下で３時間の時効処理を施し、比較例５乃至８の銅合金線材を作製した。なお、実施例１乃至４及び比較例１乃至８の各銅合金線材の長さは、切断加工により４００ｍｍに揃えた。また、従来例として、電磁軟鉄及び高力黄鋼からなり、直径が１０ｍｍ、長さが４００ｍｍの市販の線材を用意した。各線材の製造方法、張熱膨張係数、ビッカース硬さ（Ｈｖ）及び相分離の有無を下記表２に示す。なお、下記表２に示す熱膨張係数は、２０乃至１００℃の温度範囲においてリガク社製  ＴＨＥＲＯＦＬＥＸ  ＴＭＡ５１４０Ｃにより測定した値であり、ビッカース硬さ（Ｈｖ）は中京試験機社製  ＨＡＲＤＮＥＳＳ  ＴＥＳＴＥＲにより測定した値である。また、相分離の有無については、理研電子製ＢＨトレーサーにより、各銅合金線材の保持力Ｈｃを測定して評価した。具体的には、γ相が強磁性のγ１相と非磁性のγ２相とに分離すると保持力Ｈｃが生じるため、保持力Ｈｃが０の場合を相分離無、保持力Ｈｃが０よりも大きかった場合を相分離有とした。
【００３２】
【表１】
0004667977.tif 000002
【００３３】
【表２】
0004667977.tif 000003
【００３４】
次に、実施例１乃至４及び比較例１乃至８の銅合金線材、従来例１の電磁軟鉄線材及び従来例２の高力黄銅線材の切削性及び摺動特性について評価した。切削性は、ダイヤモンドバイトを使用し、切削油を使用せずに、各線材を直径が８ｍｍ、高さが５ｍｍの円柱状に連続して加工したとき、加工面の平均表面粗さＲａを０．２５μｍ以下に維持できる個数により評価した。その際、加工条件は、回転数を３０００回転／分、刃物送り速度を０．０２ｍｍ／ｒｅｖとした。なお、切削加工により得られた円柱の平均表面粗さＲａは、東京精密製  サーフコムにより測定した。
【００３５】
また、摺動特性は、各線材を切削加工することによりスリーブを作製して評価した。図２は摺動特性の評価方法を模式的に示す断面図である。図２に示すように、本実施例においては、シャフト１１は、１００℃における熱膨張係数が１７．３ｐｐｍであるステンレス鋼（Ｆｅ−１８Ｃｒ−８Ｎｉ合金）材を使用し、その直径ｒ１は５ｍｍとした。また、スリーブ１２は、実施例１乃至４、比較例１乃至８、従来例１及び２の各線材を、前述の切削性評価と同様の条件で３００個ずつ切削加工して、外径ｒ２を８ｍｍ、長さＬを１０ｍｍとした後、夫々３００個目に加工したものを内径がシャフト１１の直径ｒ１（５ｍｍ）よりも３μｍ大きくなるように穴あけ加工を施して使用した。そして、スリーブ１２に形成された穴にシャフト１１を挿通させると共に、シャフト１１とモータ１３の回転軸１３ａを連結部材１５により結合し、更に、シャフト１１とスリーブ１２との間には潤滑油１４を充填した。そして、シャフト１１及びスリーブ１２を恒温槽１６内に設置し、シャフト１１を常温で一定時間回転させた後、恒温槽１６の温度を上昇させてシャフト１１及びスリーブ１２の温度を１００℃まで上昇させ、１００℃における摺動状態を確認した。このとき、シャフト１１の回転数は８０００回転／分とした。その結果を下記表３に示す。なお、下記表３においては、摺動特性が良好であったものを○、僅かに異常がみられたものを△、不具合が生じたものを×とした。以上の結果を下記表３にまとめて示す。
【００３６】
【表３】
0004667977.tif 000004
【００３７】
上記表３に示すように、実施例１乃至４の線材は、切削性及び摺動特性が共に良好であった。これに対して、Ｎｉ含有量が７質量％未満であり、熱膨張係数が本発明の範囲を超えている比較例１の線材は、切削性は良好であったが、摺動中に不具合が生じた。一方、Ｎｉ含有量が２５質量％を超えており、熱膨張係数が本発明の範囲よりも小さく、更に硬さ（Ｈｖ）が本発明の範囲を超えている比較例２の線材は、摺動性は僅かに異常が見られた程度であったが、切削性が悪かった。また、Ｆｅ含有量が８質量％未満であり、熱膨張係数が本発明の範囲を超えている比較例３の線材は、切削性は良好であったが、摺動中に不具合が生じた。一方、Ｆｅ含有量が３５質量％を超えており、熱膨張係数が本発明の範囲よりも大幅に小さく、更に硬さ（Ｈｖ）が本発明の範囲を超えている比較例４の線材は、摺動性は僅かに異常が見られた程度であったが、切削性が悪かった。
【００３８】
更に、引抜き加工後に時効処理を施した比較例５及び６の線材並びに、溶体化処理後に時効処理を施した比較例７及び８の線材は、組成、熱膨張係数及び硬さ（Ｈｖ）のいずれも本発明の範囲内であったが、比較例５及び７の線材は保持力Ｈｃが６５０Ｏｅ、比較例６及び８の線材は保持力Ｈｃが５５０Ｏｅであり、いずれも時効処理により合金成分が２相に分離していた。このため、これらの線材は、保持力Ｈｃが０であった実施例１乃至４の線材に比べて、切削性が悪かった。更にまた、従来例１の線材は、摺動性は良好であったが、切削性が著しく悪いため、精度よく加工することが困難であった。更にまた、従来例２の線材は、切削性は良好であったが、高温下における摺動特性が悪く、回転中にロックしてしまった。
【図面の簡単な説明】
【００３９】
【図１】Ｃｕ−Ｎｉ−Ｆｅ合金材の熱膨張係数の分布を示す三元状態図である。
【図２】本発明の実施例における摺動特性の評価方法を模式的に示す断面図である。
【符号の説明】
【００４０】
１；領域  １１；シャフト  １２；スリーブ  １３；モータ  １３ａ；回転軸  １４；潤滑油  １５；連結部材  １６；恒温槽
【図１】
0004667977.tif 000005
【図２】
0004667977.tif 000006