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WO2016080225A1 - すべり軸受用銅合金およびすべり軸受 - Google Patents

すべり軸受用銅合金およびすべり軸受 Download PDF

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WO2016080225A1
WO2016080225A1 PCT/JP2015/081471 JP2015081471W WO2016080225A1 WO 2016080225 A1 WO2016080225 A1 WO 2016080225A1 JP 2015081471 W JP2015081471 W JP 2015081471W WO 2016080225 A1 WO2016080225 A1 WO 2016080225A1
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WO
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copper alloy
primary crystal
less
image
slide bearing
Prior art date
Application number
PCT/JP2015/081471
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English (en)
French (fr)
Inventor
祐平 江端
慎司 松本
Original Assignee
大豊工業株式会社
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Filing date
Publication date
Application filed by 大豊工業株式会社 filed Critical 大豊工業株式会社
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Priority to CN201580058060.1A priority patent/CN107109536A/zh
Priority to US15/525,988 priority patent/US20170321302A1/en
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    • B22D21/025—Casting heavy metals with high melting point, i.e. 1000 - 1600 degrees C, e.g. Co 1490 degrees C, Ni 1450 degrees C, Mn 1240 degrees C, Cu 1083 degrees C
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    • F16C2204/10—Alloys based on copper
    • F16C2204/14—Alloys based on copper with zinc as the next major constituent

Definitions

  • the present invention relates to a brass alloy copper alloy and a plain bearing.
  • Patent Document 1 A copper alloy in which particles of a crystallized Mn—Si compound are dispersed on a sliding surface is known (see Patent Document 1).
  • Patent Document 1 by setting the average interparticle distance of the crystallized Mn—Si compound to 20 to 80 ⁇ m, the surface of the copper alloy matrix can be made homogeneously active, and a sulfide film can be formed at an early stage. Is possible. And the seizure resistance is enhanced by this sulfide film.
  • the present invention has been made in view of the above problems, and an object of the present invention is to provide a copper alloy for a sliding bearing and a sliding bearing capable of preventing seizure in the Mn—Si primary crystal.
  • a copper alloy for a sliding bearing and a sliding bearing according to the present invention include Zn of 25 wt% or more and 48 wt% or less, Mn of 1 wt% or more and 7 wt% or less, 0.5 wt% or more and 3 wt%. % Of Si and 1 wt% or more and 10 wt% or less of Bi, and the balance is a copper alloy for a sliding bearing consisting of inevitable impurities and Cu, of the three triangles whose vertices Mn-Si primary crystal, the area is at 5000 .mu.m 2 or more, and the percentage of triangles Bi particles circle equivalent diameter is more than 10 ⁇ m does not exist is 20% or less.
  • the seizure resistance can be improved when Bi supplied from Bi particles covers the sliding surface.
  • a triangle having a Mn—Si primary crystal as a vertex and a triangle having an area of 5000 ⁇ m 2 or more, that is, a region where the Mn—Si primary crystal is sparse can be formed. Assuming an equilateral triangle having an area of 5000 ⁇ m 2 or more, the length of one side of the equilateral triangle, that is, the distance between the Mn—Si primary crystals is 107.45 ⁇ m.
  • the load is concentrated on the Mn—Si primary crystal that is not easily worn, and seizure is likely to occur.
  • the area is at 5000 .mu.m 2 or more, and, if the circle equivalent diameter or become Bi particle fraction triangular absence of the most or less 20% 10 [mu] m, a region where Mn-Si primary crystal becomes sparse presence Even so, Bi can cover the Mn—Si primary crystal, and the frictional resistance of the Mn—Si primary crystal can be reduced. Therefore, frictional heat in the Mn—Si primary crystal can be reduced and seizure can be prevented.
  • the strength of the Cu—Zn matrix can be enhanced, and sulfidation corrosion due to the S component in the lubricating oil can be suppressed.
  • sulfidation corrosion due to the S component is likely to occur due to frictional heat in the Mn—Si primary crystal, but the region where the Mn—Si primary crystal is sparse can be covered with Bi. Sulfuric corrosion due to the S component can be suppressed.
  • particles of the Mn—Si primary crystal can be grown to a size capable of obtaining superior wear resistance.
  • suppressing the Zn content to 48.0 wt% or less, it is possible to prevent a large amount of ⁇ phase from being precipitated in the Cu—Zn matrix and to prevent the Cu—Zn matrix from becoming brittle.
  • the copper alloy of this invention can contain an unavoidable impurity.
  • FIG. 3A is an explanatory diagram of the wear test
  • FIG. 3B is a schematic diagram illustrating the wear volume. It is explanatory drawing of a seizure test.
  • FIG. 1 is a perspective view of a radial bearing 1 (floating bush) as a slide bearing formed of a copper alloy for a slide bearing according to an embodiment of the present invention.
  • the radial bearing 1 supports, in the radial direction, a load acting on a mating shaft 2 (one-dot chain line) in which a turbine blade and a compressor blade are provided at both ends in the axial direction.
  • the radial bearing 1 is formed in a cylindrical shape, and a cross section orthogonal to the axial direction has an annular shape. As a result, the mating shaft 2 can be supported inside the radial bearing 1.
  • the radial bearing 1 of this embodiment has an inner diameter of 7.5 mm and an outer diameter of 13.6 mm.
  • An oil film of engine oil as lubricating oil is formed between the radial bearing 1 and the counterpart shaft 2.
  • the mating shaft 2 rotates, the mating shaft 2 slides on the sliding surface 1 a that is the inner surface of the radial bearing 1.
  • the thrust bearing that supports the load acting on the counterpart shaft 2 in the thrust direction may also be formed of the same copper alloy as the radial bearing 1.
  • the radial bearing 1 may be formed by combining two half-shaped bearing parts in a cylindrical shape.
  • the copper alloy for the slide bearing constituting the radial bearing 1 contains 40.0 wt% Zn, 4.0 wt% Mn, 1.4 wt% Si, 3.9 wt% Bi, the balance being Cu And inevitable impurities.
  • Inevitable impurities are Mg, Ni, Ti, B, Pb, Cr and the like, which are impurities mixed in refining or scrap.
  • the content of inevitable impurities is 1.0 wt% or less as a whole.
  • the mass of each element in the copper alloy for slide bearings was measured with an ICP emission spectroscopic analyzer (ICPS-8100 manufactured by Shimadzu Corporation).
  • 2A to 2D are photographs of the sliding surface of the radial bearing 1.
  • a photograph of the sliding surface of the radial bearing 1 is a photograph taken with an electron microscope (JSM6610A, manufactured by JEOL Ltd.) at a magnification of 200 times.
  • JSM6610A electron microscope
  • FIG. 2A on the sliding surface of the radial bearing 1, Mn—Si primary crystals 4 (black) and Bi particles 3 are dispersed in a Cu—Zn matrix 5 (gray).
  • the Mn—Si primary crystal 4 has a rod-like, circular or annular cross-sectional shape, and the Bi particles 3 have a substantially circular cross-sectional shape.
  • FIG. 2A An image of a sliding surface photograph (hereinafter referred to as an analysis image) shown in FIG. 2A was input to an image analysis apparatus (LUZEX_AP manufactured by Nireco), and the analysis image was analyzed by the image analysis apparatus according to the following procedure. First, the brightness and contrast of the analysis image were adjusted so that the image of the Mn—Si primary crystal 4 was black and the image other than the Mn—Si primary crystal 4 was white.
  • FIG. 2B shows an analysis image adjusted so that the image of the Mn—Si primary crystal 4 becomes black and the image other than the image of the Mn—Si primary crystal 4 becomes white. The image of Mn—Si primary crystal 4 was separated from images other than Mn—Si primary crystal 4 by binarizing the analysis image of FIG.
  • the equivalent circle diameter (measurement parameter: HEYWOOD) of the image of the Mn—Si primary crystal 4 was measured, and an image of the Mn—Si primary crystal 4 having an equivalent circle diameter of 3 ⁇ m or more was extracted. This is because fine Mn—Si crystals (including eutectics of Mn—Si and Cu—Zn) are excluded from the object of analysis.
  • the average equivalent circle diameter of the extracted Mn—Si primary crystal 4 image was 26.5 ⁇ m.
  • FIG. 2C shows unit triangles formed on the analysis image.
  • the unit triangle having apexes of the nearest centroids G means a triangle that does not include the centroid G other than the centroid G of the vertices in the unit triangle.
  • the total number and area of unit triangles were measured, and unit triangles having the area of 5000 ⁇ m 2 or more were extracted. The average area of the unit triangle was 6300 ⁇ m 2 .
  • FIG. 2D shows an analysis image adjusted so that the image of the Bi particles 3 is white and the image other than the image of the Bi particles 3 is black.
  • the image of Bi particle 3 was separated from the image other than Bi particle 3 by binarizing the analysis image of FIG. 2D with a predetermined brightness.
  • the equivalent circle diameter (measurement parameter: HEYWOOD) of the Bi particle 3 image was measured, and the Bi particle 3 image having an equivalent circle diameter of 10 ⁇ m or more was extracted.
  • the average equivalent circle diameter of the Bi particle 3 image was 33 ⁇ m.
  • Bi absent triangle an image of Bi particles 3 circle equivalent diameter is more than 10 ⁇ m does not exist was measured the number of.
  • the absence of the Bi particle 3 image in the unit triangle means that there is no part of the Bi particle 3 image having a circle-equivalent diameter of 10 ⁇ m or more in the unit triangle.
  • the ratio of Bi absent triangles was calculated by dividing the number of Bi absent triangles by the total number of unit triangles. In the present embodiment, the ratio of Bi absent triangles was 20%.
  • the Bi absent triangle means a region where the Mn—Si primary crystal 4 is sparse and the Bi particles 3 having a large particle size are not present.
  • FIG. 3A is a schematic diagram for explaining a cylindrical flat plate type frictional wear tester used in the wear test.
  • a test piece T is used so that a cylindrical mating material A is rotated while being partially immersed in engine oil (liquid paraffin) F as a lubricating oil, and a predetermined static load acts on the mating material A.
  • engine oil liquid paraffin
  • the test piece T was formed on the same conditions as the copper alloy for slide bearings which comprises the radial bearing 1, and was made into the plane plate shape.
  • the mating material A was made of the same material as the mating shaft 2 that the radial bearing 1 supports, and was specifically made of SCM415 (chromium molybdenum steel) that had been subjected to quenching treatment.
  • the length a of the test piece T in the rotation axis direction of the counterpart material A was 10 mm, and the radius r of the bottom surface of the counterpart material A was 20 mm.
  • the rotational speed of the mating material A was controlled so that the relative movement speed b of the mating material A with respect to the test piece T at the sliding portion was 200 mm / sec.
  • the static load was 139 N, the temperature of the lubricating oil was room temperature, and the test time c was 3600 sec (1 hour).
  • the profile of the depth of the sliding portion of the test piece T with the mating material A was measured with a surface roughness meter (SE3400, manufactured by Kosaka Laboratory). And the difference in depth between the flat part (non-wear part) and the deepest part in the depth profile was measured as the wear depth d.
  • the specific wear amount K was calculated by the following equation (1).
  • L is a sliding distance, which is the length of the surface of the mating material A that has slid on the test piece T in the wear test.
  • the sliding distance L is a value (b ⁇ c) obtained by multiplying the relative movement speed b by the test time c.
  • V is the volume (wear volume) of the test piece T worn in the wear test.
  • the specific wear amount K means the volume of the test piece T worn per unit sliding distance (1 mm) when a unit load (1N) is applied to the test piece T. To do.
  • a smaller specific wear amount K means higher wear resistance.
  • FIG. 3B is a schematic diagram illustrating the wear volume V.
  • the shape of the worn part of the test piece T can be considered to be the shape of the part of the counterpart material A that has entered the test piece T at the end of the wear test.
  • Circular mating member A enters most deeply in the radial CP 0 orthogonal to the sliding surface 1a of the test piece T from the center C of the bottom surface, the depth that penetrates the mating member A in the radius CP 0 of mating member A becomes the wear depth d.
  • the wear volume V is the counterpart material A.
  • the area of the bottom surface of the counterpart A surrounded by the arc P 1 P 2 and the string P 1 P 2 is the sector area S 1 surrounded by the arc P 1 P 2 and the radii CP 1 and CP 2. From this, the area S 2 of the triangle surrounded by the chord P 1 P 2 and the radii CP 1 and CP 2 is subtracted. Therefore, the wear volume V can be calculated by the following equation (2).
  • the fan-shaped area S 1 can be calculated by the following equation (3).
  • ⁇ represents half the angle formed by the radii CP 1 and CP 2 at the center C of the bottom surface of the counterpart material A.
  • the angle ⁇ satisfies the following expression (4).
  • the area S 2 of the triangle can be calculated by the following equation (5) from the symmetry of the graphic.
  • FIG. 4 is a schematic diagram for explaining a pin-on-disk tester used for a seizure test.
  • the seizure test was performed by arranging a pair of test pieces T so as to sandwich the rotating disk-shaped counterpart material A in the thickness direction, and applying a static load between the test pieces T by the hydraulic cylinder W.
  • the rotational speed of the mating material A was adjusted so that the relative speed between the mating material A and the test piece T at the contact portion was 15 m / sec.
  • the contact portion between the mating material A and the test piece T was lubricated by bringing the mating material A into contact with an oiling pad P that holds the lubricating oil (SAE30 CD class).
  • the counterpart material A was formed of SCM415 that had been quenched.
  • a pair of test pieces T was attached to the tip of a beam part E held rotatably in a plane parallel to the counterpart material A, and a load cell Y was arranged so as to prevent horizontal rotation of the beam part E.
  • a balance weight B is attached to the end of the beam E where the test piece T is not provided, and the vertical moment generated in the beam E by the hydraulic cylinder W is offset.
  • a frictional force is generated between the counterpart material A and the test piece T, and the beam E rotates horizontally by the frictional force. Therefore, a frictional force that horizontally rotates the beam portion E acts on the load cell Y, and the magnitude of the load measured by the loadcell Y means the magnitude of the frictional force generated between the test piece T and the counterpart material A. . Therefore, when the load acting on the load cell Y is equal to or greater than a predetermined threshold value, it was determined that the frictional force between the test piece T and the counterpart material A was abnormally large and seizure occurred.
  • the static load acting between the test pieces T by the hydraulic cylinder W is gradually increased (2 MPa / 5 min), and the static load when seizure occurs between the test piece T and the counterpart material A A certain seizure load was measured. Further, the seizing load was measured by dividing the seizing load by the contact area between the test piece T and the counterpart material A.
  • the seizure surface pressure of the copper alloy for the slide bearing constituting the radial bearing 1 of the present embodiment was measured and found to be as good as 23 MPa. In addition, it means that seizure resistance is so high that a baking surface pressure is large.
  • the ratio of Bi absent triangles on the sliding surface of the radial bearing 1 is 20%, the region where the Mn—Si primary crystal 4 is sparse is small, and the Mn—Si It was confirmed that there is a high possibility that the Bi particles 3 exist even in a region where the primary crystal 4 is sparse. Therefore, even if there is a region where the Mn—Si primary crystal 4 is sparse, Bi can cover the Mn—Si primary crystal 4, and the frictional resistance in the Mn—Si primary crystal 4 can be reduced. Therefore, it was confirmed that the frictional heat in the Mn—Si primary crystal 4 was reduced and a good seizure surface pressure of 23 MPa could be realized.
  • the radial bearing 1 includes a. Melting, b. Continuous casting, c. Cutting, d. It is manufactured by performing each process of machining in order. Hereinafter, each step will be described.
  • a. Melting First 40.0 wt% Zn, 4.0 wt% Mn, 1.4 wt% Si, 3.9 wt% Bi, the balance being Cu and inevitable impurities
  • a Cu ingot, a Zn ingot, a Cu—Mn ingot, and a Cu—Si ingot were weighed and prepared.
  • a raw material having a mass corresponding to the mechanical characteristics of the target radial bearing 1 may be prepared.
  • the target mechanical characteristics of the radial bearing 1 are determined according to, for example, the mechanical characteristics of the counterpart shaft 2.
  • each prepared raw material is heated to 1200 ° C. by a high frequency induction furnace. Thereby, each ingot melts. Thereafter, bubbles of Ar gas are dispersed and ejected to remove hydrogen gas and inclusions.
  • the molten material of the copper alloy for the slide bearing is poured into the mold, the copper alloy for the slide bearing is continuously drawn out from the opening of the mold in the casting direction, and then cooled to room temperature as it is, so that the copper for the slide bearing is cooled.
  • Form a continuous cast bar of alloy For example, casting is performed at 1060 ° C. with a mold made of carbon, and the continuous casting rod is formed by drawing at a drawing speed of 90 mm / min.
  • the diameter of the continuous casting rod of the copper alloy for slide bearings is made larger than the outer diameter of the radial bearing 1 by a cutting amount in machining.
  • the radial bearing 1 is completed by cutting or pressing the continuous cast bar of the copper alloy for the slide bearing after cutting.
  • a through hole having an inner diameter larger than the outer diameter of the counterpart shaft 2 by a predetermined amount is formed, and cutting is performed so that the outer diameter of the radial bearing 1 matches the design value.
  • Table 1 is a table showing the experimental results for Examples 1 to 3.
  • Example 3 is the same as the first embodiment.
  • the value of the wear amount ratio in Table 1 is a value obtained by dividing the specific wear amount K of each of Examples 1 to 3 by the specific wear amount K of Example 3.
  • the Bi content 3 was adjusted by adjusting the Bi content and adjusting the holding time and cooling rate in continuous casting. Further, the distribution state and shape of the Mn—Si primary crystal 4 were adjusted. Specifically, the Bi content in Example 1 was 1.5 wt%, the Bi content in Example 2 was 4.3 wt%, and the Bi content in Example 3 was 3.9 wt%. As shown in Table 1, the best seizure surface pressure is obtained in Example 3 in which the average area of the unit triangle is the largest.
  • the larger the average area of the unit triangle the larger the area where the Mn—Si primary crystal 4 becomes sparse, and the more likely the seizure occurs due to frictional heat in the Mn—Si primary crystal 4.
  • the Bi content 3 is increased to some extent to ensure the density of the Bi particles 3 and the average equivalent circle diameter of the Bi particles 3 is increased. It has been found that sufficient seizure resistance can be obtained even when the average area of the unit triangle is large.

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Abstract

Ｍｎ－Ｓｉ初晶における焼付きを防止できるすべり軸受用銅合金およびすべり軸受を提供するため、本発明のすべり軸受用銅合金およびすべり軸受は、２５ｗｔ％以上かつ４８ｗｔ％以下のＺｎと、１ｗｔ％以上かつ７ｗｔ％以下のＭｎと、０．５ｗｔ％以上かつ３ｗｔ％以下のＳｉと、１ｗｔ％以上かつ１０ｗｔ％以下のＢｉと、を含有し、残部が不可避不純物とＣｕとからなるすべり軸受用銅合金であって、相手材との摺動面において、最近接の３個のＭｎ－Ｓｉ初晶を頂点とする三角形のうち、面積が５０００μｍ2 以上であ り、かつ、円相当径が１０μｍ以上となるＢｉ粒子が存在しない三角形の割合が２０％以下であることを特徴とする。

Description

すべり軸受用銅合金およびすべり軸受
　本発明は、黄銅系のすべり軸受用銅合金およびすべり軸受に関する。
　晶出型Ｍｎ－Ｓｉ化合物の粒子を摺動面にて分散させた銅合金が知られている（特許文献１、参照）。特許文献１において、晶出型Ｍｎ－Ｓｉ化合物の平均粒子間距離を２０～８０μｍとすることにより、銅合金のマトリクスの表面を均質に活性状態とすることができ早期に硫化膜を形成することが可能となる。そして、この硫化膜によって耐焼付性を高めている。
特開２０１１－１７９６００号公報
　しかしながら、マトリクスの摩耗が進行すると硬質の晶出型Ｍｎ－Ｓｉ化合物が突出し、晶出型Ｍｎ－Ｓｉ化合物に相手軸からの荷重が集中することとなり、晶出型Ｍｎ－Ｓｉ化合物にて生じた摩擦熱により焼付きが生じやすくなるという問題があった。また、晶出型Ｍｎ－Ｓｉ化合物の平均粒子間距離を２０～８０μｍに管理しても粒子間距離が大きくなる領域、すなわち晶出型Ｍｎ－Ｓｉが疎となる領域が生じ得る。このように、晶出型Ｍｎ－Ｓｉが疎となる領域においては、小数の晶出型Ｍｎ－Ｓｉに荷重が集中することとなり、焼付きが生じやすくなるという問題があった。
　本発明は、前記課題にかんがみてなされたもので、Ｍｎ－Ｓｉ初晶における焼付きを防止できるすべり軸受用銅合金およびすべり軸受を提供することを目的とする。
　前記の目的を達成するため、本発明のすべり軸受用銅合金およびすべり軸受は、２５ｗｔ％以上かつ４８ｗｔ％以下のＺｎと、１ｗｔ％以上かつ７ｗｔ％以下のＭｎと、０．５ｗｔ％以上かつ３ｗｔ％以下のＳｉと、１ｗｔ％以上かつ１０ｗｔ％以下のＢｉと、を含有し、残部が不可避不純物とＣｕとからなるすべり軸受用銅合金であって、相手材との摺動面において、最近接の３個のＭｎ－Ｓｉ初晶を頂点とする三角形のうち、面積が５０００μｍ2以上であり、かつ、円相当径が１０μｍ以上となるＢｉ粒子が存在しない三角形の割合が２０％以下である。
　前記のように構成したすべり軸受用銅合金において、Ｂｉ粒子から供給されたＢｉが摺動面を覆うことにより耐焼付性を向上させることができる。ここで、Ｍｎ－Ｓｉ初晶を頂点とする三角形であって、面積が５０００μｍ2以上となる三角形が形成される領域、すなわちＭｎ－Ｓｉ初晶が疎となる領域が形成され得る。なお、面積が５０００μｍ2以上となる正三角形を想定すると、当該正三角形の１辺の長さ、すなわちＭｎ－Ｓｉ初晶間の距離は１０７．４５μｍとなる。このようにＭｎ－Ｓｉ初晶が疎となる領域においては、摩耗されにくいＭｎ－Ｓｉ初晶に荷重が集中することとなり、焼付きが生じやすくなる。しかしながら、面積が５０００μｍ2以上であり、かつ、円相当径が１０μｍ以上となるＢｉ粒子が存在しない三角形の割合が多くとも２０％以下であれば、Ｍｎ－Ｓｉ初晶が疎となる領域が存在しても、ＢｉがＭｎ－Ｓｉ初晶を覆うようにすることができ、Ｍｎ－Ｓｉ初晶における摩擦抵抗を軽減できる。従って、Ｍｎ－Ｓｉ初晶における摩擦熱を軽減し、焼付きを防止できる。
　ここで、２５．０ｗｔ％以上のＺｎを含有することにより、Ｃｕ－Ｚｎマトリクスの強度を強化することができるとともに、潤滑油中のＳ成分による硫化腐食を抑制することができる。Ｍｎ－Ｓｉ初晶が疎となる領域では、Ｍｎ－Ｓｉ初晶における摩擦熱によってＳ成分による硫化腐食が生じやすくなるが、Ｍｎ－Ｓｉ初晶が疎となる領域をＢｉで覆うことができるためＳ成分による硫化腐食を抑制できる。なお、３５．０ｗｔ％以上のＺｎを含有することにより、より優れた耐摩耗性を得ることができる大きさまでＭｎ－Ｓｉ初晶の粒子を成長させることができる。また、Ｚｎの含有量を４８．０ｗｔ％以下に抑えることにより、Ｃｕ－Ｚｎマトリクス中にγ相が多量に析出することを防止でき、Ｃｕ－Ｚｎマトリクスが脆くなることを防止できる。
　また、１．０ｗｔ％以上のＭｎおよび０．５ｗｔ％以上のＳｉを含有することにより、耐摩耗性を向上させるのに十分なＭｎ－Ｓｉ初晶の粒子を析出させることができる。一方、Ｍｎの含有量を７．０ｗｔ％以下に抑え、Ｓｉの含有量を３．０ｗｔ％以下に抑えることにより、過剰なＭｎ－Ｓｉ初晶が析出することによって靭性が低下することを防止できる。なお、本発明の銅合金は、不可避不純物を含有し得る。
ラジアル軸受の斜視図である。 図２Ａ～２Ｄはラジアル軸受の摺動面の写真である。 図３Ａは摩耗試験の説明図、図３Ｂは摩耗体積を説明する模式図である。 焼付試験の説明図である。
　ここでは、下記の順序に従って本発明の実施の形態について説明する。
（１）ラジアル軸受の構成：
（２）ラジアル軸受の製造方法：
（３）実験結果：
（４）他の実施形態：
　（１）ラジアル軸受の構成：
　図１は、本発明の一実施形態にかかるすべり軸受用銅合金によって形成されたすべり軸受としてのラジアル軸受１（フローティングブシュ）の斜視図である。ラジアル軸受１は、例えば内燃機関用のターボ式過給機において、タービン翼とコンプレッサ翼とが軸方向の両端に備えられた相手軸２（一点鎖線）に作用する荷重をラジアル方向に支持する。ラジアル軸受１は円筒状に形成されており、軸方向に直交する断面が円環形状となっている。これにより、ラジアル軸受１の内側にて相手軸２を軸受け可能となる。本実施形態のラジアル軸受１の内径は７．５ｍｍであり、外径は１３．６ｍｍである。ラジアル軸受１と相手軸２との間に潤滑油としてのエンジンオイルの油膜が形成される。相手軸２が回転することにより、ラジアル軸受１の内側の表面である摺動面１ａ上において相手軸２が摺動する。なお、図示しないが相手軸２に作用する荷重をスラスト方向に支持するスラストベアリングもラジアル軸受１と同一の銅合金によって形成してもよい。また、ラジアル軸受１は、半割形状の軸受部品を円筒状に２個組み合わせることによって形成されてもよい。
　以下、ラジアル軸受１を構成するすべり軸受用銅合金について説明する。すべり軸受用銅合金は、４０．０ｗｔ％のＺｎを含有し、４．０ｗｔ％のＭｎを含有し、１．４ｗｔ％のＳｉを含有し、３．９ｗｔ％のＢｉを含有し、残部がＣｕと不可避不純物とからなる。不可避不純物はＭｇ，Ｎｉ，Ｔｉ，Ｂ，Ｐｂ，Ｃｒ等であり、精錬もしくはスクラップにおいて混入する不純物である。不可避不純物の含有量は、全体で１．０ｗｔ％以下である。すべり軸受用銅合金における各元素の質量は、ＩＣＰ発光分光分析装置（島津製作所製ＩＣＰＳ－８１００）によって計測した。
　以下、ラジアル軸受１の摺動面の写真の解析結果と解析手法について説明する。図２Ａ～２Ｄは、ラジアル軸受１の摺動面の写真である。ラジアル軸受１の摺動面の写真は、電子顕微鏡（日本電子製　ＪＳＭ６６１０Ａ）で２００倍の倍率で撮影した写真である。図２Ａに示すように、ラジアル軸受１の摺動面においては、Ｃｕ－Ｚｎマトリクス５（灰色）中に、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４（黒色）とＢｉ粒子３とが分散している。Ｍｎ－Ｓｉ初晶４は棒状、円形状または環状の断面形状を有しており、Ｂｉ粒子３はほぼ円形状の断面形状を有している。
　図２Ａに示す摺動面の写真の画像（以下、解析画像）を画像解析装置（ニレコ社製　ＬＵＺＥＸ＿ＡＰ）に入力し、当該画像解析装置によって解析画像を以下の手順で解析した。まず、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４の像が黒色となり、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４以外の像が白色となるように、解析画像の明るさとコントラストを調整した。図２Ｂは、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４の像が黒色となり、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４の像以外が白色となるように調整された解析画像を示す。図２Ｂの解析画像を所定の明るさで二値化することにより、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４の像をＭｎ－Ｓｉ初晶４以外の像から分離した。さらに、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４の像の円相当径（計測パラメータ：ＨＥＹＷＯＯＤ）を計測し、円相当径が３μｍ以上のＭｎ－Ｓｉ初晶４の像を抽出した。これは、微小なＭｎ－Ｓｉの結晶（Ｍｎ－ＳｉとＣｕ－Ｚｎとの共晶も含む）を解析対象から除外するためである。なお、抽出したＭｎ－Ｓｉ初晶４の像の平均円相当径は２６．５μｍであった。
　次に、円相当径が３μｍ以上のＭｎ－Ｓｉ初晶４の粒子の像のそれぞれについて像の幾何学的な重心を求め、最近接の重心同士を頂点とする三角形（以下、単位三角形と表記）を形成した。図２Ｃは、解析画像上に形成された単位三角形を示す。最近接の重心Ｇ同士を頂点とする単位三角形とは、当該単位三角形内に頂点の重心Ｇ以外の重心Ｇを含まない三角形を意味する。次に、単位三角形の全個数と面積とを計測し、当該面積が５０００μｍ2以上となる単位三角形を抽出した。なお、単位三角形の平均面積は、６３００μｍ2であった。
　次に、Ｂｉ粒子３の像が白色となり、Ｂｉ粒子３の像以外が黒色となるように、解析画像の明るさとコントラストを調整した。図２Ｄは、Ｂｉ粒子３の像が白色となり、Ｂｉ粒子３の像以外が黒色となるように調整された解析画像を示す。図２Ｄの解析画像を所定の明るさで二値化することにより、Ｂｉ粒子３の像をＢｉ粒子３以外の像から分離した。そして、Ｂｉ粒子３の像の円相当径（計測パラメータ：ＨＥＹＷＯＯＤ）を計測し、円相当径が１０μｍ以上のＢｉ粒子３の像を抽出した。なお、Ｂｉ粒子３の像の平均円相当径は３３μｍであった。
　そして、単位三角形のうち、面積が５０００μｍ2以上であり、かつ、円相当径が１０μｍ以上となるＢｉ粒子３の像が存在しない三角形（以下、Ｂｉ不在三角形と表記）の個数を計測した。単位三角形にＢｉ粒子３の像が存在しないとは、単位三角形内に円相当径が１０μｍ以上となるＢｉ粒子３の像が一部分も存在しないことを意味する。さらに、Ｂｉ不在三角形の個数を単位三角形の全個数で除算することにより、Ｂｉ不在三角形の割合を算出した。本実施形態において、Ｂｉ不在三角形の割合は、２０％であった。ここで、Ｂｉ不在三角形とは、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４が疎となる領域であり、かつ、粒子のサイズが大きいＢｉ粒子３が存在していない領域を意味する。従って、Ｂｉ不在三角形の割合が小さいことは、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４が疎となる領域が少ないこと、および、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４が疎となる領域においてＢｉ粒子３が存在している可能性が大きいことを意味する。
　（１－１）耐摩耗性の評価：
　ラジアル軸受１を構成するすべり軸受用銅合金の耐摩耗性を評価するために摩耗試験を行った。図３Ａは、摩耗試験に使用した円筒平板型摩擦摩耗試験機を説明する模式図である。摩耗試験は、潤滑油としてのエンジンオイル（流動パラフィン）Ｆに一部が浸漬した状態で円柱状の相手材Ａを回転させるとともに、相手材Ａに所定の静荷重が作用するように試験片Ｔを相手材Ａに接触させることにより行った。試験片Ｔは、ラジアル軸受１を構成するすべり軸受用銅合金と同一条件で形成し、平面板状とした。相手材Ａは、ラジアル軸受１が軸受けする相手軸２と同等の材料で形成し、具体的に焼き入れ処理を行ったＳＣＭ４１５（クロムモリブデン鋼）で形成した。相手材Ａの回転軸方向における試験片Ｔの長さａを１０ｍｍとし、相手材Ａの底面の半径ｒを２０ｍｍとした。摺動部における相手材Ａの試験片Ｔに対する相対移動速度ｂが２００ｍｍ／ｓｅｃとなるように、相手材Ａの回転速度を制御した。また、静荷重を１３９Ｎとし、潤滑油の温度を室温とし、試験時間ｃを３６００ｓｅｃ（１時間）とした。以上の条件で摩耗試験を行った後に、表面粗さ計（小坂研究所製　ＳＥ３４００）よって試験片Ｔにおける相手材Ａとの摺動部の深さのプロフィールを計測した。そして、深さのプロフィールにおける平坦部（非摩耗部）と最深部との深さの差を摩耗深さｄとして計測した。
　さらに、下記の（１）式によって、比摩耗量Ｋを算出した。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000001
 　Ｌは摺動距離であり、摩耗試験において試験片Ｔ上を摺動した相手材Ａの表面の長さである。摺動距離Ｌは、相対移動速度ｂに試験時間ｃを乗算した値（ｂ×ｃ）である。Ｖは、摩耗試験において摩耗した試験片Ｔの体積（摩耗体積）である。（１）式に示すように、比摩耗量Ｋとは、試験片Ｔに単位荷重（１Ｎ）を作用させた場合に、単位摺動距離（１ｍｍ）あたりに摩耗した試験片Ｔの体積を意味する。比摩耗量Ｋが小さいほど、耐摩耗性が高いことを意味する。
　次に、摩耗体積Ｖについて説明する。図３Ｂは、摩耗体積Ｖを説明する模式図である。図３Ｂにおいてハッチングで示すように、試験片Ｔのうち摩耗した部分の形状は、相手材Ａのうち、摩耗試験の終了時において試験片Ｔに入り込んだ部分の形状となると考えることができる。相手材Ａの円形状の底面のうち中心Ｃから試験片Ｔの摺動面１ａに直交する半径ＣＰ0において相手材Ａが最も深く入り込み、当該半径ＣＰ0において相手材Ａが入り込んでいる深さが摩耗深さｄとなる。ここで、相手材Ａの底面の円周上において、摩耗試験の終了時において試験片Ｔに入り込んだ部分の下限の点をそれぞれＰ1，Ｐ2と表すと、摩耗体積Ｖは、相手材Ａの底面のうち円弧Ｐ1Ｐ2と弦Ｐ1Ｐ2とによって囲まれた部分の面積に試験片Ｔの長さａを乗算することにより得ることができる。相手材Ａの底面のうち円弧Ｐ1Ｐ2と弦Ｐ1Ｐ2とによって囲まれた部分の面積は、円弧Ｐ1Ｐ2と半径ＣＰ1，ＣＰ2とによって囲まれた扇形の面積Ｓ1から、弦Ｐ1Ｐ2と半径ＣＰ1，ＣＰ2とによって囲まれた三角形の面積Ｓ2を減算した面積となる。従って、摩耗体積Ｖは以下の（２）式によって算出できる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000002
　前記扇形の面積Ｓ1は以下の（３）式によって算出できる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000003
 　ここで、θは、半径ＣＰ1，ＣＰ2が相手材Ａの底面の中心Ｃにてなす角度の半分を表す。なお、角度θは、以下の（４）式を満足する。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000004
 　一方、前記三角形の面積Ｓ2は図形の対称性から以下の（５）式によって算出できる。
Figure JPOXMLDOC01-appb-M000005
 　以上のようにして、本実施形態のラジアル軸受１を構成するすべり軸受用銅合金の比摩耗量Ｋを計測したところ、１．９５×１０-10ｍｍ2／Ｎと良好であった。
　（１－３）耐焼付性の評価：
　ラジアル軸受１を構成するすべり軸受用銅合金の耐焼付性を評価するために焼付試験を行った。図４は、焼付試験に使用したピンオンディスク試験機を説明する模式図である。
焼付試験は、回転する円盤状の相手材Ａを厚み方向に挟み込むように一対の試験片Ｔを配置し、油圧シリンダーＷによって試験片Ｔ間に静荷重を作用させることにより行った。
相手材Ａと試験片Ｔとの接触部における両者の相対速度が１５ｍ／ｓｅｃとなるように相手材Ａの回転速度を調整した。また、相手材Ａに対して潤滑油（ＳＡＥ３０　ＣＤ級）を保持する給油パッドＰを接触させることにより、相手材Ａと試験片Ｔとの接触部に給油を行った。相手材Ａは、焼き入れ処理を行ったＳＣＭ４１５で形成した。一対の試験片Ｔは相手材Ａと平行な面内にて回転可能に保持された梁部Ｅの先端に取り付けられ、当該梁部Ｅの水平回転を妨げるようにロードセルＹを配置した。梁部Ｅのうち試験片Ｔが備えられない端部には、バランスウェイトＢを取り付け、油圧シリンダーＷによって梁部Ｅに生じる鉛直方向のモーメントを相殺させた。
　相手材Ａと試験片Ｔとの間に摩擦力が生じ、当該摩擦力によって梁部Ｅが水平回転することとなる。そのため、ロードセルＹには梁部Ｅを水平回転させる摩擦力が作用し、ロードセルＹが計測する荷重の大きさは、試験片Ｔと相手材Ａとの間に生じる摩擦力の大きさを意味する。そのため、ロードセルＹに作用する荷重が所定の閾値以上となった場合に、試験片Ｔと相手材Ａとの間の摩擦力が異常に大きく、焼付きが生じたと判定した。
　油圧シリンダーＷによって試験片Ｔ間に作用する静荷重の大きさを徐々（２ＭＰａ／５ｍｉｎ）に大きくしていき、試験片Ｔと相手材Ａとの間に焼付きが生じた際の静荷重である焼付荷重を計測した。さらに、焼付荷重を試験片Ｔと相手材Ａとの接触面積で除算することによって焼付面圧を計測した。
　以上のようにして、本実施形態のラジアル軸受１を構成するすべり軸受用銅合金の焼付面圧を計測したところ、２３ＭＰａと良好であった。なお、焼付面圧が大きいほど、耐焼付性が高いことを意味する。
　以上説明したように、本実施形態では、ラジアル軸受１の摺動面におけるＢｉ不在三角形の割合が２０％であり、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４が疎となる領域が少ないこと、および、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４が疎となる領域においてもＢｉ粒子３が存在している可能性が大きいことが確認できた。そのため、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４が疎となる領域が存在しても、ＢｉがＭｎ－Ｓｉ初晶４を覆うようにすることができ、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４における摩擦抵抗を軽減できる。従って、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４における摩擦熱を軽減し、２３ＭＰａと良好な焼付面圧が実現できることが確認できた。
　（２）ラジアル軸受の製造方法：
　本実施形態においてラジアル軸受１は、ａ．溶融、ｂ．連続鋳造、ｃ．切断、ｄ．機械加工の各工程を順に行うことにより製造される。以下、各工程について説明する。
　ａ．溶融
　まず、４０．０ｗｔ％のＺｎを含有し、４．０ｗｔ％のＭｎを含有し、１．４ｗｔ％のＳｉを含有し、３．９ｗｔ％のＢｉを含有し、残部がＣｕと不可避不純物とからなるすべり軸受用銅合金が形成できるように各原料を計量して用意した。本実施形態では、Ｃｕのインゴットと、Ｚｎのインゴットと、Ｃｕ－Ｍｎのインゴットと、Ｃｕ－Ｓｉのインゴットとをそれぞれを計量して用意した。ここでは、目標とするラジアル軸受１の機械特性に応じた質量の原料を用意すればよい。目標とするラジアル軸受１の機械特性は、例えば相手軸２の機械特性に応じて定められる。次に、用意した各原料を高周波誘導炉によって１２００℃まで加熱する。これにより、各インゴットが融解する。その後、Ａｒガスの気泡を分散噴出させて、水素ガスや介在物の除去を行う。
　ｂ．連続鋳造
　次に、すべり軸受用銅合金の溶融材料を鋳型に注入し、当該鋳型の開口からすべり軸受用銅合金を鋳造方向に連続的に引き抜き、そのまま室温まで冷却することにより、すべり軸受用銅合金の連続鋳造棒を形成する。例えば、炭素で形成された鋳型によって１０６０℃にて鋳造を行い、９０ｍｍ／ｍｉｎの引抜速度で引き抜いて連続鋳造棒を形成する。溶融状態から連続鋳造における凝固過程において、まずＭｎ－Ｓｉ初晶４が晶出し、その後Ｃｕ－Ｚｎマトリクス５が晶出し、最後にＭｎ－ＳｉとＣｕ－Ｚｎとの共晶が凝固すると考えられる。なお、すべり軸受用銅合金の連続鋳造棒の直径は、ラジアル軸受１の外径よりも機械加工における切削量だけ大きくされる。
　ｃ．切断
　次に、すべり軸受用銅合金の連続鋳造棒をラジアル軸受１の厚み（相手軸２の長さ方向の厚み）ごとに切断する。
　ｄ．機械加工
　最後に、切断後のすべり軸受用銅合金の連続鋳造棒に対して切削加工やプレス加工をすることにより、ラジアル軸受１を完成させる。ここでは、相手軸２の外径よりも所定量だけ大きい内径を有する貫通穴を形成するとともに、ラジアル軸受１の外径の大きさが設計値と一致するように切削加工を行う。
　（３）実験結果：
　表１は、複数の実施例１～３についての実験結果を示す表である。なお、実施例３は第１実施形態と同じである。また、表１の摩耗量比の値は、実施例３の比摩耗量Ｋで各実施例１～３の比摩耗量Ｋを除算した値である。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　実施例１～３は、Ｂｉの含有量を除き第１実施形態と同様の材料組成において、Ｂｉの含有量を調整するとともに、連続鋳造における保持時間や冷却速度を調整することにより、Ｂｉ粒子３やＭｎ－Ｓｉ初晶４の分布状態や形状を調整した。具体的に、実施例１におけるＢｉの含有量を１．５ｗｔ％とし、実施例２におけるＢｉの含有量を４．３ｗｔ％とし、実施例３におけるＢｉの含有量は３．９ｗｔ％とした。表１に示すように、単位三角形の平均面積が最も大きい実施例３において最も良好な焼付面圧が得られている。単位三角形の平均面積が大きいほど、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４が疎となる領域が多くなり、Ｍｎ－Ｓｉ初晶４における摩擦熱によって焼付きが生じやすくなることが予想される。しかしながら、Ｂｉ不在三角形の割合を２０％以下に抑制した上で、ある程度Ｂｉの含有量を大きくしてＢｉ粒子３の密度を確保し、かつ、Ｂｉ粒子３の平均円相当径を大きくすることにより、単位三角形の平均面積が大きくても十分な耐焼付性が得られることが分かった。
　（４）他の実施形態：
　前記実施形態においては、本発明の銅合金によってラジアル軸受１を形成した例を示したが、本発明の銅合金によって他の摺動部材を形成してもよい。例えば、本発明の銅合金によってトランスミッション用のギヤブシュやピストンピンブシュ・ボスブシュ等を形成してもよい。また、本発明のすべり軸受用銅合金は、連続鋳造以外の製造方法で製造されてもよい。
　１…ラジアル軸受、２…相手軸、３…Ｂｉ粒子、４…Ｍｎ－Ｓｉ初晶、５…Ｃｕ－Ｚｎマトリクス

Claims (2)

  1. 　２５ｗｔ％以上かつ４８ｗｔ％以下のＺｎと、
    　１ｗｔ％以上かつ７ｗｔ％以下のＭｎと、
    　０．５ｗｔ％以上かつ３ｗｔ％以下のＳｉと、
    　１ｗｔ％以上かつ１０ｗｔ％以下のＢｉと、を含有し、
    　残部が不可避不純物とＣｕとからなるすべり軸受用銅合金であって、
    　相手材との摺動面において、最近接の３個のＭｎ－Ｓｉ初晶を頂点とする三角形のうち、面積が５０００μｍ2以上であり、かつ、円相当径が１０μｍ以上となるＢｉ粒子が存在しない三角形の割合が２０％以下である、
    ことを特徴とするすべり軸受用銅合金。
  2. 　２５ｗｔ％以上かつ４８ｗｔ％以下のＺｎと、
    　１ｗｔ％以上かつ７ｗｔ％以下のＭｎと、
    　０．５ｗｔ％以上かつ３ｗｔ％以下のＳｉと、
    　１ｗｔ％以上かつ１０ｗｔ％以下のＢｉと、を含有し、
    　残部が不可避不純物とＣｕとからなるすべり軸であって、
    　相手材との摺動面において、最近接の３個のＭｎ－Ｓｉ初晶を頂点とする三角形のうち、面積が５０００μｍ2以上であり、かつ、円相当径が１０μｍ以上となるＢｉ粒子が存在しない三角形の割合が２０％以下である、
    ことを特徴とするすべり軸受。
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