JP5085040B2 - 焼結摺動材料、摺動部材、連結装置および摺動部材が適用される装置 - Google Patents

Description

本発明は、高速・高温摺動、高面圧・低速摺動、高面圧・高速摺動などのような過酷な摺動条件下での耐焼付き性、耐摩耗性の向上などをねらいとした焼結摺動材料、摺動部材、連結装置および摺動部材が適用される装置に関するものである。

従来、長期間の給脂間隔もしくは給脂無しで使用可能な軸受として、Ｃｕ系およびＦｅ系の多孔質焼結合金中の気孔に潤滑油を含有させてなる含油すべり軸受が広く実用に供されている。ここで、Ｃｕ系およびＦｅ系の多孔質焼結合金の選定に関しては、油潤滑状況、摺動速度、摺動面圧等の条件に応じて決められており、軽負荷で高速摺動条件では青銅系の含油すべり軸受が好適に利用され、高面圧で低速摺動条件ではＦｅ−Ｃ，Ｆｅ−Ｃｕ，Ｆｅ−Ｃ−Ｃｕ系の含油すべり軸受が好適に利用されている（例えば、非特許文献１参照）。また一方で、高力黄銅や青銅製の軸受材料に固体潤滑剤である黒鉛片を規則的に配列し、その黒鉛片に潤滑油を含油させてなるすべり軸受も広く利用されている（例えば、オイレス工業社製；５００ＳＰ）。他方、高面圧・低速摺動下での摺動特性の向上をねらいとした先行技術が例えば特許文献１〜特許文献８によって提案されている。なおここで、前記非特許文献１においては、含油軸受に使用する潤滑油の選定について、低速・高荷重の場合には高粘度の潤滑油を選択し、逆に高速・軽負荷の場合には低粘度の潤滑油を選択するのが適当であり、一般的に焼結軸受の適性油は、非多孔質なすべり軸受に比べて油圧の逃げの減少が発生するために、全般的に高粘度側に寄っているといった内容が記載されている。

前記特許文献１においては次の内容が開示されている。６００ｋｇｆ／ｃｍ^２以上の高面圧で、摺動速度が１．２〜３ｍ／ｍｉｎの範囲の摺動条件に使用する鉄系焼結体含油軸受が開示されており、その鉄系焼結体含油軸受に動粘度が２４０ｃＳｔ〜１５００ｃＳｔの潤滑油を含浸させたすべり軸受が開示されている。その鉄系焼結体として、気孔率が５〜３０体積％で、銅粉末と鉄粉末とからなる複合焼結合金を採用するとともに、摺動面に対して浸炭、窒化または浸硫窒化処理を施すことが好ましい。

また、前記特許文献２においては、鉄炭素合金基地中にマルテンサイトを含み、かつ銅粒子および銅合金粒子のうちの少なくとも一方が分散されてなる鉄基焼結合金が開示されており、その鉄基焼結合金の気孔中に、常温で半固体状態または固体状態で滴点６０℃以上の極圧添加材もしくは固体潤滑剤を含む潤滑組成物を充填してなるすべり軸受が３０ＭＰａ以上の面圧状態で良好なすべり軸受となることが開示されている。

また、特許文献３においては、５〜３０重量％のＮｉ、７〜１３重量％のＳｎおよび０．３〜２重量％のＰを含有する銅合金粉末に、１〜５重量％のＭｏと１〜２．５重量％の黒鉛粉末とを混合した混合粉末を加圧焼結することで焼結銅合金が得られ、この焼結銅合金は自己潤滑性を有し、プレス機のウェアプレート等に使用されて好適であるといった内容が開示されている。

また、特許文献４においては、マルテンサイトが存在する鉄炭素合金基地中にＣｕ粒子またはＣｕ合金粒子が分散され、Ｃｕの含有量が７〜３０重量％であるとともに、前記鉄炭素合金基地より硬質な相として特定の組成を有する合金粒子が５〜３０重量％分散され、かつ気孔率が８〜３０体積％であることを特徴とする含油軸受用耐摩耗性焼結合金が開示されている。そして、この含油軸受用耐摩耗性焼結合金においては、多量の軟質なＣｕ粒子をマルテンサイト相中に分散させることによって馴染み性を改善し、また基地のマルテンサイトより硬質な合金粒子を分散させることによって、基地の塑性変形を低減するとともに、滑り摺動時に基地合金にかかる負担を低減することで、高面圧下においても優れた耐摩耗性が得られるようにされている。なおここで、前記合金粒子として当該特許文献には、（１）Ｃが０．６〜１．７重量％、Ｃｒが３〜５重量％、Ｗが１〜２０重量％、Ｖが０．５〜６重量％を含有するＦｅ基合金粒子（高速度鋼（ハイス）粉末粒子）、（２）Ｃが０．６〜１．７重量％、Ｃｒが３〜５重量％、Ｗが１〜２０重量％、Ｖが０．５〜６重量％、ＭｏおよびＣｏの少なくとも一方が２０重量％以下を含有するＦｅ基合金粒子（高速度鋼（Ｍｏ，Ｃｏを含むハイス）粉末粒子）、（３）５５〜７０重量％のもＭｏを含有するＭｏ−Ｆｅ粒子（フェロモリブデン）、（４）Ｃｒが５〜１５重量％、Ｍｏが２０〜４０重量％、Ｓｉが１〜５重量％を含有するＣｏ基合金粒子（肉盛り溶射用耐熱耐摩耗性合金粉、キャボット社製、商品名コバメット）、などが列挙されている。

また、本出願人の文献である特許文献５においては、組織中に少なくともβ相が分散した（α＋β）二相組織、もしくはβ相組織からなるＣｕ−Ａｌ−Ｓｎ系焼結摺動材料が開示されている。このＣｕ−Ａｌ−Ｓｎ系焼結摺動材料は、その組織中に各種の金属間化合物等の硬質分散材、黒鉛等の固体潤滑材等が含有されてもよいことを特徴としている。更に例えば作業機連結装置に圧入される際の軸受剛性と圧入力が維持されるように、そのＣｕ−Ａｌ−Ｓｎ系焼結摺動材料が鉄系の裏金の内周面に固定されて構成されるすべり軸受が開示されている。このすべり軸受は、従来の鉄炭素合金基地の軸受材料では達成できない、極めて遅い摺動速度（０．６ｍ／ｍｉｎ以下）で、かつ１２００ｋｇｆ／ｃｍ^２までの高面圧下で好適に使用することができる。その理由は、前記Ｃｕ−Ａｌ−Ｓｎ系焼結摺動材料が、前述の特許文献４に係るマルテンサイトを含有する軸受材料と較べて軟質であり、また摺動相手部材（作業機連結ピンなど）との馴染み性に優れるためである。

また、特許文献６においては、Ｓｎが４〜１２重量％またはこれとＰｂが０．１〜１０重量％を含有する青銅系または鉛青銅系の焼結摺動材料中に、Ｍｏを０．５〜５重量％またはＦｅ−Ｍｏを０．５〜１５重量％添加することにより、優れた潤滑性能、油に対する親和性、低摩擦係数および高耐摩耗性を具備する焼結摺動材料を得ることができるといった内容が開示されている。

一般に、含油すべり軸受において、流体潤滑状態が達成されることは極めて稀な例である。とりわけ、極めて遅い摺動速度、高面圧条件下では、焼結材料中の気孔を通じた油圧の逃げによって軸受面（摺動面）における潤滑油の膜厚さがその軸受面の面粗さ程度またはそれ以下に薄くなり、多くの場合、固体摩擦（凝着）を伴った境界潤滑摺動条件となる。したがって、例えば油圧ショベル等の建設機械の作業機連結部において、面圧が３００ｋｇｆ／ｃｍ^２以上で摺動速度が０．０１〜２ｍ／ｍｉｎの摺動条件下で使用されるすべり軸受（ブッシュ、スラスト軸受等）では、その耐焼付き性、耐摩耗性が当該すべり軸受の材料機能（組成と組織）によって大きく支配されることになる。

しかしながら、非特許文献１に係るＣｕ系およびＦｅ系の多孔質焼結合金材料では、汎用的に用いられる含油すべり軸受の適用範囲が図１６（非特許文献１、ｐ３３７、図６．１９「焼結軸受適用例」を引用）に示されている。この図１６から明らかなように、摺動速度が０．０１〜２ｍ／ｍｉｎで面圧が３００ｋｇｆ／ｃｍ^２以上の極めて遅い摺動速度、高面圧条件に前記多孔質焼結合金材料を適応できないという問題点がある。

また、銅粉末と鉄粉末とからなる複合焼結合金に対して浸炭、窒化等の表面処理が施されてなる特許文献１に係る複合焼結合金材料、および気孔中に極圧添加材等が充填され、かつマルテンサイト組織を具備する特許文献２に係る鉄基焼結合金材料でも、やはり、極めて遅い摺動速度（０．０１〜２ｍ／ｍｉｎ）においては十分な摺動性能が発揮されない恐れがあるという問題点がある。

また、プレス機のウェアプレート等に使用されて好適な自己潤滑性を有する特許文献３に係る焼結銅合金材料では、極めて遅い摺動速度および高面圧のために潤滑油膜が形成されにくい摺動条件下において、相手部材との局部的金属接触が起こりやすいことから、十分な耐焼付き性、耐摩耗性が得られ難いという問題点がある。さらに、当該焼結銅合金材料中に分散される黒鉛やＭｏＳ_２等の軟質な固体潤滑剤の添加量が２．５重量％を超えた場合、その強度が顕著に低下するという問題点もある。

また、特許文献４に係る含油軸受用耐摩耗性焼結合金では、多量の軟質なＣｕ粒子をマルテンサイト相中に分散させるとともに、基地のマルテンサイトよりも硬質な合金粒子を分散させることで、基地の塑性変形を低減するとともに、滑り摺動時に基地合金にかかる負担を低減するようにされている。しかし、一つの合金に軟質なＣｕ粒子の分散と硬質な合金粒子の分散（５〜３０重量％）とを共存させることには限界があることと、滑り摺動時に基地合金にかかる負担をその硬質合金粒子に集中させるために、耐凝着性を改善する効果が十分ではないという問題点がある。さらに、基地のマルテンサイトよりも硬質な自己潤滑性の無い合金粒子の多量の添加によって、摺動相手材料が凝着摩耗によって顕著にアタックされるとともに、摺動面の温度が上昇されて焼付き現象が生じ易くなるという問題点もある。さらにまた、当該含油軸受用耐摩耗性焼結合金を構成材とする軸受ブッシュは高価であるという問題点がある。なお、互いにすべり対偶を成す安価な摺動材料にて摺動機能の役割を分担させて、コストダウンや摺動性能の向上、メンテナンス性の改善等を図ることも検討されているが、いまだ解決するには至っていない。

また、本出願人の文献である特許文献５にて提案されているＣｕ−Ａｌ−Ｓｎ系焼結摺動材料は、従来の鉄炭素合金基地の軸受材料では達成できない極めて遅い摺動速度（０．６ｍ／ｍｉｎ以下）で、かつ１２００ｋｇｆ／ｃｍ^２までの高面圧下で使用可能な極めて優れた軸受材料ではあるものの、Ｓ系極圧添加剤入りのＬｉグリース塗布条件では耐焼付き限界面圧が８００ｋｇｆ／ｃｍ^２程度に低下してしまい、サルファーアタック性（耐食性）が顕著になる潤滑状況によってその耐焼付き性が劣化し易いという問題点もある。

また、特許文献１や特許文献２において開示されている潤滑性を改善する技術では、高粘度潤滑油や滴点６０℃以上の潤滑組成物による摺動面の潤滑改善を実施した場合においても、境界潤滑下における金属接触摩擦とそれによる凝着は避けられず、開示例よりも高面圧・低速すべり速度においては十分な摺動特性を確保できないという問題点がある。

また、例えば油圧ショベル等における作業機を０℃以下の低温で作動させ始めた場合においては、その動粘度が極めて高く、前述したような部分的な潤滑油膜による潤滑性能が期待されずに、金属接触摩擦による顕著な凝着が起こり易くなる。このことから、当該作業機の連結装置に用いられるすべり軸受として十分な機能を発揮することができないという問題点がある。

なお、黒鉛等の軟質な固体潤滑剤を添加した前記潤滑物を積極的に利用した場合においては、多孔質な含油焼結軸受の気孔中に固体潤滑剤が侵入して多孔質毛細管を閉塞し、含油の効果を低下させることが多い。このため、給油間隔が長く、滴点の高い潤滑組成物を利用する場合においては、多孔質毛細管を閉塞しやすい固体潤滑剤の添加は避けることが望ましい。

また、従来、軸受材料としての各種銅合金の選定に関しては、油潤滑状況、摺動速度、摺動面圧等の条件に応じて決められており、油中で使用される場合には比較的軟質な鉛青銅溶製材料（例えばＬＢＣ２〜５）が用いられることが多い。しかし、高速・高温・油潤滑条件下で使用される例えばターボチャージャの浮動ブッシュ用摺動材料としては、高温摺動条件下での耐食性（サルファーアタック性）の観点から、Ｐｂを含有した快削黄銅系や高力黄銅系合金等が好適に利用されている（例えば、特許文献７参照）。その他、同浮動ブッシュ用摺動材料として、Ａｌ青銅系溶製材料の検討も成されている（例えば、特許文献８参照）。

また、高面圧・高速摺動条件下で使用される例えばエンジンメタルでは、鉛青銅系焼結ブッシュの摺動面にＳｎ等の軟質金属によるオーバレイ層を形成し、馴染み性を改善して流体潤滑性を向上させるようにされている。

また、油圧ポンプ／モータを構成する部品のうち、高面圧・高速条件下で摺動する部品（以下、「摺動部品」という。）では、鉛青銅が鋳包み法などで固定された材料が構成材として活用されている。とりわけ過酷な摺動条件下で使用される摺動部品では、例えば高力黄銅のような高強度で、耐焼付き性、耐摩耗性に優れた材料が構成材として活用されている（例えば、非特許文献２参照）。

しかしながら、例えばターボチャージャにおける浮動ブッシュの構成材として用いられて好適な特許文献７または特許文献８に係る鉛青銅系材料や鉛を含有する高力黄銅系、青銅系摺動材料に対する近年の要求は、より高速、高温摺動下での耐焼付き性と耐摩耗性の向上にあるとともに、ターボチャージャの始動時等の潤滑条件が悪い条件下にあっても、優れた耐焼付き性、耐摩耗性および耐食性を発揮することが望まれている。しかし、これら摺動材料では、（１）摺動面近傍においてＰｂ溶出後のＰｂ欠乏層が形成されること（図２８（ａ）〜（ｃ）参照）、また（２）ターボチャージャの稼動を停止させた後においても、タービンからの熱伝導によって軸受部の温度が４００℃前後の高温になり、このため摺動面につながるＰｂ痕に潤滑油中のＳとの反応によって形成されるＣｕＳやスラッジが堆積される層が形成される（図２９（ａ）〜（ｃ）参照）。このために、Ｐｂによる潤滑能が低下して、耐焼付き性、耐久性（寿命の延長化）に対する本質的な改善ができないという問題点がある。さらに、近年の環境問題の観点から、材料中に多量のＰｂが含まれるのは好ましくないという問題点もある。

また、油圧ポンプ／モータにおいては、近時、高圧力化やコンパクト化の傾向にあるため、当該油圧ポンプ／モータを構成する摺動部品に対して、耐焼付き性および耐摩耗性の向上が望まれている。しかし、非特許文献２に係る従来の鉛青銅、青銅、黄銅系の摺動材料では、高出力化やコンパクト化を図る上での強度、耐焼付き性、耐摩耗性の点で不十分であるという問題点がある。

また、特許文献６に係る焼結摺動材料には、青銅合金相を母相として摺動面積に占める５面積％以下もしくは１５面積％以下のＦｅ−５５〜７０重量％Ｍｏ（フェロモリブデン相）が形成されている。このフェロモリブデン相による潤滑機能だけでは、前述の作業機連結部のような極めて遅い摺動速度・高面圧条件下または前述のターボチャージャ用浮動ブッシュのような高温・高速摺動条件下において、相手部材との局部的な金属接触による凝着部の形成が十分に防止されずに凝着摩耗が進行し、耐馴染み性、耐焼付き性および耐摩耗性が十分に達成されないという問題点がある。また、硬質なＭｏＦｅ（フェロモリブデン）粒子が摺動相手材料に対して顕著にアタックするという問題点がある。なお、Ｍｏの添加量を５重量％以上とすることで摺動特性を改善できることが考えられるが、この場合、当該焼結摺動材料の組織強度を低下させてしまうという新たな問題が生じてしまう。さらに、Ｐｂ，Ｍｏの添加量から、前述のＰｂ流出による凝着防止、並びにＭｏによる凝着防止が十分に図られないという問題点もある。

特許第２８３２８００号公報 特開平１０−２４６２３０号公報 特公平６−６７２５号公報 特開平８−１０９４５０号公報 特開２００１−２７１１２９号公報 特開平７−１６６２７８号公報 特公平５−３６４８６号公報 特開平５−２１４４６８号公報 日本粉末冶金工業会編著「焼結機械部品−その設計と製造−」株式会社技術書院、昭和６２年１０月２０日発行、ｐ．３２７−３４１ 日本非鉄金属鋳物協会編集「銅合金鋳物のエンジニアリング・データブック」素形材センター、昭和６３年７月３０日発行、ｐ．１３４−Ｐ１５５

前述の作業機連結装置のように高面圧・低速摺動や揺動などの極めて厳しい摺動条件下で使用される摺動材料や高速・高温摺動や高面圧・高速摺動下で使用される摺動材料については、その摺動材料の耐焼付き性、耐摩耗性、低摩擦性、耐馴染み性などの各種の特性を良く検討することが大切である。

本発明は上記のような事情を考慮してなされたものであり、その目的は、高面圧・低速摺動や揺動などの極めて悪い潤滑条件下での耐焼付き性、耐摩耗性に優れる焼結摺動材料、摺動部材および連結装置を提供することにある。
また、本発明の他の目的は、高速・高温摺動や高面圧・高速摺動下においても摺動時の馴染み性に優れて良好な耐焼付き性、耐摩耗性を示す焼結摺動材料、摺動部材およびそれが適用される装置を提供することにある。

前記課題を解決するにあたり、本発明者らは、Ｍｏ金属もしくはＭｏ合金相が、１）Ｆｅ等との凝着時に発生する熱に対して強い耐力を有するとともに化学的にもＦｅ等との合金化が起こり難い、２）潤滑油に含有されるＳや雰囲気中のＯ_２との反応によって摺動面に潤滑性に富んだ皮膜（ＭｏＳ_２，ＭｏＯ_３）が形成され易い、３）相手材料に対するアタック性が極めて少ない、などの特性を有することに着目し、Ｍｏを主体とする多孔質材料を摺動材料として用いれば極めて良好な摺動特性を得ることができることを知見して、本発明を完成するに至った。

さらに、Ｍｏを主体とする焼結摺動材料とほぼ同じ摺動特性を確保しつつコストダウンを図るために、ＭｏをＣｕ，Ｃｕ合金，Ｎｉ，Ｎｉ合金の１種以上で置き換えることを見出した。この場合のＭｏ系摺動材料としての特性を発現するＭｏ量としては、５重量％以上で、より好ましくは１０重量％以上であることを明らかにした。

要するに上記課題を解決するために、本発明に係る焼結摺動材料は、ＣｕまたはＣｕ合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とし、相対密度が８０％以上である焼結体からなることを特徴とするものである。

本発明に係る摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された焼結摺動体とを備えた摺動部材であって、前記焼結摺動体は、ＣｕまたはＣｕ合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とし、相対密度が８０％以上である焼結体からなることを特徴とする。

また、本発明に係る摺動部材において、前記裏金は、すべり軸受の軸受裏金、回転体を支持する軸受軸の基材、および球面ブッシュの基材のいずれかであることも可能である。

本発明に係る摺動部材は、裏金鋼板に固定された焼結層と、
前記焼結層に潤滑組成物、潤滑性樹脂、および固体潤滑剤と樹脂からなる固体潤滑複合材のうち少なくとも一つを充填しつつライニングして形成された摺動面層と、を具備し、
前記焼結層は、Ｓｎが５〜２０重量％含有される青銅合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とする混合粉末を前記裏金鋼板に散布して焼結接合することにより固定されたものであることを特徴とする。

また、前記課題を解決するにあたり、本発明者らは、Ｍｏ金属もしくはＭｏ合金相が、１）例えば前述のターボチャージャ装置において、稼動停止後におけるタービンからの熱伝導によって軸受温度が約４００℃になり、このような時に再稼動した場合でもＦｅ等との凝着時に発生する熱に対して強い耐力を有するとともに化学的にもＦｅ等との合金化が起こり難い、２）潤滑油に含有されるＳや雰囲気中のＯ_２との反応によって摺動面に潤滑性に富んだ皮膜（ＭｏＳ_２，ＭｏＯ_２）が形成され易い、３）相手材料に対するアタック性が極めて少ない、などの特性を有することに着目し、Ｍｏ金属もしくはＭｏ合金相粒子を適正に分散させた銅合金系焼結材料やＭｏを主体とする高密度な焼結材料を摺動材料として用いれば極めて良好な摺動特性を得ることができることを知見して、本発明を完成するに至った。

要するに前記課題を解決するために、本発明に係る焼結摺動材料は、ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、ＦｅおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、潤滑油または潤滑油およびワックス類からなる潤滑組成物が充填されていることを特徴とするものである。

また、本発明に係る焼結摺動材料は、ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、ＦｅおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、Ｐｂ，Ｓｎ，Ｂｉ，ＺｎおよびＳｂからなる群から選ばれる１種以上が主体となり、融点が４５０℃以下に調整された低融点金属もしくはその合金が充填されていることを特徴とするものである。

本発明に係る焼結摺動材料は、Ｍｏが５〜７５重量％含有し、Ｓｎが５〜２０重量％含有する青銅合金相からなり、かつ相対密度が９０％以上の青銅合金−Ｍｏ系焼結体からなることを特徴とする。

本発明に係る焼結摺動材料は、Ｍｏ粉末成形体の焼結とともに青銅合金系溶浸剤が溶浸されて形成され、かつＭｏが３５〜７５重量％含有する青銅合金−Ｍｏ系焼結体からなることを特徴とするものである。

本発明に係る摺動部材は、焼結摺動体を有する摺動部材であって、
前記焼結摺動体は、ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、Ｆｅ、Ｃｏおよびそれらの合金を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、Ｐｂ，Ｓｎ，Ｂｉ，ＺｎおよびＳｂからなる群から選ばれる１種以上が主体となり、融点が４５０℃以下に調整された低融点金属もしくはその合金が充填されていることを特徴とする。

本発明に係る摺動部材は、焼結摺動体を有する摺動部材であって、
前記焼結摺動体は、Ｍｏが５〜７５重量％含有し、Ｓｎが５〜２０重量％含有する青銅合金相からなり、かつ相対密度が９０％以上の青銅合金−Ｍｏ系焼結体からなることを特徴とする。

以上説明したように本発明によれば、高面圧・低速摺動や揺動などの極めて悪い潤滑条件下での耐焼付き性、耐摩耗性に優れる焼結摺動材料、摺動部材および連結装置を提供することができる。
また、他の本発明によれば、高速・高温摺動や高面圧・高速摺動下においても摺動時の馴染み性に優れて良好な耐焼付き性、耐摩耗性を示す焼結摺動材料、摺動部材およびそれが適用される装置を提供することができる。
発明を実施するための形態

以下、図面を参照して本発明の実施形態について説明する。
（第１の実施形態）
図１（ａ）は、本発明の第１の実施形態に係る油圧ショベルの全体を示す斜視図であり、図１（ｂ）は、バケット連結部を説明する分解斜視図である。図２は、本発明の第１の実施形態に係るバケット連結装置の概略構造を説明する断面図である。図３（ａ）は、作業機ブッシュの構造を説明する断面図であり、図３（ｂ）は、スラスト軸受の構造を説明する断面図である。

図１（ａ）に示すように、本実施形態に係る油圧ショベル１の作業機２は上部旋回体３を備えており、上部旋回体３はブーム連結装置７によってブーム４に連結されている。ブーム４はアーム連結装置８によってアーム５に連結されており、アーム５はバケット連結装置９によってバケット６に連結されている。これら連結装置７，８，９は、基本的には同一の構造とされており、例えばバケット連結装置９は、図１（ｂ）に示すように、主に作業機連結ピン１０および作業機ブッシュ１１を備えて構成されている。以下にアーム５とバケット６との連結部に配されるバケット連結装置９Ａの詳細構造について図２を参照しつつ説明する。

図２に示すように、前記バケット連結装置９Ａは、バケット（一方側の機械構成要素）６と、このバケット６に形成されたブラケット６ａ，６ａに支持される作業機連結ピン（支持軸）１０およびその作業機連結ピン１０に外嵌される作業機ブッシュ（軸受ブッシュ）１１，１１を介して配されるアーム（他方側の機械構成要素）５とを、互いに回転可能に連結し、かつバケット６とアーム５との間に作用するスラスト荷重を受支するスラスト軸受１２，１２を備えて構成されている。このバケット連結装置９Ａにおいて、作業機ブッシュ１１はアーム５の先端部に圧入され、作業機連結ピン１０はブラケット６ａにピン固定用通しボルト１３によって固定されている。なお、符号１４で示されるのは、シール装置である。また、符号１５および１６で示されるのは、それぞれ潤滑剤供給口および潤滑剤供給路である。

前記作業機連結ピン１０は、軸機能を有する鋼製の基材（本発明における「裏金」に対応する）１７と、この基材１７に固定される本発明に係る焼結摺動材料１８で形成される摺動面１９，１９とを備えている。この作業機連結ピン１０においては、前記摺動面１９，１９が、前記ブラケット６ａに対する当該作業機連結ピン１０の被支持面部位に配されている。

また、前記各作業機ブッシュ１１は、図３（ａ）に示すように、円筒状の基材（本発明における「裏金（軸受裏金）」に対応する）２０と、この基材２０の内周面に固定される本発明に係る焼結摺動材料２１で形成される摺動面２２とを備えている。この作業機ブッシュに１１おいて、前記基材（裏金）２０は、多孔質Ｆｅ系焼結材料から形成されていることが好ましい。

また、前記各スラスト軸受１２は、図３（ｂ）に示すように、鋼製の中空円板状の基材（本発明における「裏金」に対応する）２３と、この基材２３の表面に固定される本発明に係る焼結摺動材料２４で形成される摺動面２５とを備え、バケット（回動体）６からアーム５に付与されるスラスト荷重をすべり接触で受支するすべり軸受機能を付与されている。

次に、焼結摺動材料の詳細について説明する。
焼結摺動材料は、ＣｕまたはＣｕ合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とし、相対密度が８０％以上である焼結体からなるものである。この焼結摺動材料によれば、高面圧・低速摺動や揺動などの極めて悪い潤滑条件下での耐焼付き性、耐摩耗性に優れる摺動材料を得ることができる。また、ＣｕまたはＣｕ合金を用いることにより、所望の摺動性能と剛性を低コストにて兼備させることができる。

また、前記焼結摺動材料を鋼や鋳鉄製の裏金に焼結接合する場合には、Ａｌ、ＴｉおよびＳｉの１種以上を添加することが好ましい。

また、前記焼結摺動材料においては、Ｃｕ合金の液相焼結過程において高密度化を図っていることから、焼結接合によって当該焼結摺動体を裏金に固定することが最も簡便で好ましい方法である。特に、５重量％以上のＭｏを含有する鉛青銅合金の焼結摺動体においては、Ｔｉを少量添加することにより、その焼結接合性を顕著に改善でき、その焼結密度を８．２ｇｒ／ｃｍ^３以上（相対密度９０％）にまで緻密化することができ、焼結摺動材料を高強度化することができる。また、これにより、裏金材として安価な黒鉛が分散した鋳鉄を利用することができるという利点がある。
なお、相対密度は、真密度に対する焼結摺動体の密度（焼結密度）の割合であって、真密度は焼結摺動体を溶製材として作成した場合の密度で代用できる。

前記焼結摺動材料において、前記焼結体は、Ｍｏ成形体の焼結と共にＣｕまたはＣｕ合金が溶浸されてなるものであって、Ｍｏが３５〜７５重量％含有され、かつその気孔率が７体積％以下であることが好ましい。

また、前記焼結摺動材料において、自己潤滑性を高める固体潤滑剤を含有させる場合、軟質な固体潤滑剤の粒子径はＭｏ粉末の粒子径の５倍程度に調整して、焼結後の固体潤滑剤への応力集中を軽減しその強度改善を図ることが必要であり、このため前記Ｍｏ成形体は平均粒径が１０μｍ以下のＭｏ粉末で構成され、さらに平均粒径が３０μｍ以上の黒鉛，ＭｏＳ_２，ＢＮ，ＣａＦ_２等の固体潤滑剤が５〜６０体積％含有されているのが好ましい。なお、固体潤滑剤による自己潤滑性は５体積％以上の含有量で確認され始めるが、より十分な自己潤滑性を得るためにはその含有量を１０体積％以上にするのが良い。また、固体潤滑剤の含有量の上限を６０体積％としたのは、強度劣化の問題を未然に防ぐためである。またさらに、前記燒結摺動材料の耐摩耗性を向上させる場合には、平均粒径１〜５０μｍの硬質粒子が０．２体積％以上で１０体積％以下の範囲で含有されていることが好ましく、ビッカース硬さがＨｖ１０００以上を越える硬質粒子は、相手摺動材料を摩耗させないように（アタック性）その平均粒径を１０μｍ以下、より好ましくは５μｍ以下に調整されることとする。

また、前記焼結摺動材料の裏金への固定に関しては、Ｍｏ成形体の焼結とともにＣｕ−Ｓｎ系合金を溶浸焼結する際の溶浸によって裏金に接合（溶侵接合）するのが好ましい。

また、前記焼結体中のＣｕ合金相は、Ｓｎが５〜２０重量％含有され、さらには０．２〜５重量％のＴｉ、０．２〜１４重量％のＡｌ、０．２〜１５重量％のＰｂ、０．１〜１．５重量％のＰ、０．１〜１０重量％のＺｎ、０．１〜１０重量％のＮｉ、０．１〜５重量％のＣｏ、０．１〜１０重量％のＭｎおよび０．１〜３重量％のＳｉからなる群から選ばれる１種以上が含有されていることが好ましい。これにより、焼結性、溶浸性、耐サルファーアタック性および強度を更に向上させることができる。

上述した焼結摺動材料は、摺動面に作用する面圧が３００ｋｇｆ／ｃｍ^２以上で、かつすべり速度が２ｍ／ｍｉｎ以下の摺動条件で使用することが可能である。

前記焼結摺動材料の摺動面１９，２２，２５に穴や溝等の凹部が形成されるとともに、その凹部に、潤滑油とワックス類からなる潤滑性組成物、潤滑性樹脂、固体潤滑剤、および固体潤滑剤とワックス類からなる潤滑性組成物のうちのいずれかが充填されているのが好ましい。これにより、給脂間隔を画期的に延長することができるとともに、使用される焼結摺動材料の節約によってコストの削減を図ることができる。

前記焼結摺動材料をバケット連結装置９Ａに適用する場合の含油用潤滑油に関しては、とりわけ、制約があるものではないが、より耐熱性と低温流動性に優れた合成潤滑油（例えば、小西誠一、上田 亨著「潤滑油の基礎と応用」コロナ社、１９９２年１１月２０日発行、ｐ．３０７−３３８）を使うことが好ましい。さらに、同作業機連結装置のように、面圧が３００〜１０００ｋｇｆ／ｃｍ^２、摺動速度０．１〜２．０ｍ／ｍｉｎの条件下では、５００ｃＳｔ以上に調整されることが好ましい。本実施形態においては、より低摺動速度の場合における潤滑油の流動性を配慮して、（１）その潤滑油はより低粘度で、しかも摺動時のスラッジやコーキングの発生を抑えて摺動面に油膜を形成し易くすることが重要であること、（２）低粘性であることによって気孔中からの過剰な流出をより積極的に防止すること等の条件を達成するために、潤滑油としては低粘度で、かつ耐熱性に優れたポリオールエステル油等の合成油を使用することが好ましい。それらの合成油に対して０．５〜２０重量％未満のワックス類（パラフィンワックス、マイクロクリスタリンワックス、カルナバワックス等）、１２ヒドロキシステアレート、油ゲル化剤（例えば、味の素社製；ＧＰ１）、リチウムステアレート等の金属石鹸混合物を溶解し、室温においては潤滑油とワックス部が固／液共存状態（半固体状、ゲル状態）の潤滑剤混合物とすることが好ましい。また、Ｍｏ系摺動材料においてＳ系極圧添加剤の添加が好ましいことは前述した通りである。なお、Ｍｏ系摺動材料が、前述のように本質的な耐焼付き性に優れた材料であることから、潤滑剤としては、単なるパラフィンワックス、ポリエチレンワックス、各種アミド系合成ワックスやナイロン、ＰＴＦＥ等の潤滑性樹脂材料などであっても良い。

本実施形態によれば、作業機ブッシュ１１の摺動面２２が本発明に係る焼結摺動材料２１で形成されるので、高面圧・低速摺動のような過酷な摺動条件下で用いられて好適な連結装置とすることができる。また、作業機ブッシュ１１の基材（裏金）２０が、潤滑油または潤滑組成物を多量に貯蔵できる多孔質Ｆｅ系焼結材料とされているので、摺動面２２への潤滑油の供給を長期間に亘り安定化させることができ、給脂間隔を画期的に延長することができる。また、作業機連結ピン１０の被支持面部位に、本発明に係る焼結摺動材料１８で形成される摺動面１９が配されているので、当該作業機連結ピン１０に大荷重が作用した際にその作業機連結ピン１０の回転微動や撓みなどによって前記ブラケット６ａと作業機連結ピン１０の被支持面部とが擦れたとしても、不快感を伴うような異音の発生を未然に防ぐことができる。

なお、本実施形態において、前記作業機連結ピン１０に固定される焼結摺動材料１８は、多孔質体、高密度体のいずれかであれば良いが、より耐摩耗性を高める観点から高密度（相対密度９０％以上）であることが好ましく、更にＷ，Ｔｉ，Ｃｒ，Ｍｏ，Ｖ等の１種以上からなる炭化物、Ｆｅ_３Ｐ（燐鉄化合物）やＮｉＡｌ，ＣａＦ_２などの硬質粒子を当該焼結摺動材料１８中に分散させるのが好ましい。
また、前記作業機連結ピン１０は、高周波焼入れ焼戻しや浸炭焼入れ焼戻しなどの熱処理が施されて高強度化を図ることが必要であることが多い。また、前記焼結摺動材料１８を硬質化する場合においては、その焼結摺動材料１８の基材１７への密着性が悪くなることが危惧されるが、この場合、その基材１７に予め青銅系焼結材料等による下地焼結層を形成しておくのが好ましい。

（第２の実施形態）
図４は、本発明の第２の実施形態に係るバケット連結装置の概略構造を説明する断面図である。なお、本実施形態のバケット連結装置９Ｂにおいて、作業機連結ピンおよび作業機ブッシュの構成が異なること以外は、その基本構成は第１の実施形態と同様である。したがって、以下、本実施形態に特有の部分のみについて説明することとし、第１の実施形態と共通する部分については図に同一符号を付すに留めてその詳細な説明を省略する。

本実施形態の作業機連結ピン２６は、軸機能を有する鋼製の基材（本発明の「裏金」に対応する）２７と、この基材２７に固定される本発明に係る焼結摺動材料２８で形成される摺動面２９とを備え、この摺動面２９が、少なくとも前記ブラケット６ａに対する当該作業機連結ピン２６の被支持面部位、および作業機ブッシュ３０とのすべり接触面のそれぞれに配されて構成されている。

一方、作業機ブッシュ３０は、硬質な鉄系焼結含油軸受材料を主体として、少なくとも摺動面とされる内側表層部が多孔質なＦｅ−Ｃ系、Ｆｅ−Ｃ−Ｃｕ系またはＣｕ−Ｓｎ系合金の焼結摺動材料で構成され、かつその焼結摺動材料における気孔中に潤滑油等の潤滑組成物が充填されて構成されている。

本実施形態によれば、作業機連結ピン２６に摺動機能の一翼を担わせるようにされているので、当該作業機連結ピン２６の摺動相手として比較的安価な作業機ブッシュ３０を採用することができ、低コスト化を図ることができる。
また、作業機ブッシュ３０が、潤滑油または潤滑組成物を多量に貯蔵できる含油焼結材料から構成されるので、摺動面２９への潤滑油の供給を長期間に亘り安定化させることができ、給脂間隔を画期的に延長することができる。
さらに、本実施形態においては、作業機ブッシュ３０と比較して一般に取り外しが容易な作業機連結ピン２６に摺動機能の一翼を担わせるようにされているので、摺動機能が低下した際にその作業機連結ピン２６を新品のそれと交換または摩耗した部分に前記焼結摺動材料２８を固定して補修し再利用することで摺動機能の回復を容易に図ることができる。したがって、メンテナンス性を著しく向上させることができる。なお、本実施形態の作業機ブッシュ３０として、より耐焼付き性に優れた既知の多孔質摺動材料からなるものであっても良い。

なお、第１の実施形態および第２の実施形態におけるそれぞれの作業機連結ピン１０，２６に対して、図５（ａ）に示されるような潤滑油供給路３１や、同図（ｂ）に示されるような潤滑油貯留部３２を形成するのが、軽量化や潤滑性能の長期維持の観点から好ましい。

また、第１の実施形態および第２の実施形態において、前記各焼結摺動材料１８，２１，２４，２８の各基材１７，２０，２３，２７への固定の手段としては、かしめ、圧入、嵌合、クリンチ結合、焼結接合、焼結溶浸接合、接着、ボルト締結、ろう付け等が挙げられる。
なお、一般に作業機連結ピン１０，２６においては、高周波焼入れ焼戻しや浸炭焼入れ焼戻しなどの熱処理が施され、高強度化を図る必要があることが多い。このため、熱処理済みの基材１７，２７に各焼結摺動材料１８，２８を固定する場合、その固定の手段としては、強度劣化を避ける観点から、かしめ、圧入、嵌合、クリンチ、接着、ボルト締結、ろう付け等が好ましい。
一方、各焼結摺動材料１８，２８を基材１７，２７に固定した後に作業機連結ピン１０，２６に対して前記熱処理を施す場合、その固定の手段としては、焼結接合、溶浸接合、ろう付け等が好ましく、また熱処理時の加熱工程で焼結接合、溶浸接合、ろう付け等を実施した後にＡ１温度〜９００℃の適切な温度に降温して焼入れ処理を施すことがより好ましい。

また、前記各焼結摺動材料１８，２１，２４，２８の歩留りを高めるために、穴明き材（図６（ａ）参照）を固定することも良いが、例えば、作業機連結ピン１０，２６においては当該作業機連結ピン１０，２６に作用する面圧に応じて固定する面積を最適化することも好ましい。なお、前記各焼結摺動材料１８，２１，２４，２８を作製する際に成形されるＭｏを主体とした薄肉円筒状の成形体を製造する方法としては、微細なＭｏ粉末を原料とすることから（後の実施例にて詳述する）、原料粉末に有機系潤滑剤をその原料粉末に対して２〜８重量％を添加してなる造粒粉末をプレス成形する方法、有機系潤滑剤を原料粉末に対して６〜１２重量％添加した混練原料を射出成形もしくは押出し成形する方法、液体媒体にＭｏ粉末を分散させて成形する混漿法などが好適な例として挙げられる。

また、前記各作業機連結ピン１０，２６の摺動面層は、多孔質体、高密度体のいずれであっても良いが、作業機連結ピン１０，２６を複層化する場合には、その摺動面層を厚くすることが不利になることが多いので、その耐摩耗性を高める点から、前記各焼結摺動材料１８，２８を、相対密度が９０％以上の高密度体とするのが好ましい。なお、この場合、焼結摺動材料１８，２８としては、１０〜８０重量％のＭｏを含有するＭｏ−Ｃｕ合金系の焼結材料、Ｍｏ焼結体にＣｕ合金を溶浸してなる焼結材料などが経済的に好ましく、また耐摩耗性を高める観点から例えばＦｅ_３Ｐ（燐鉄化合物）やＴｉＣ，ＮｉＡｌ，Ｗ，ＣａＦ_２などの硬質粒子を分散させてなる焼結材料が好ましい。また、市販の高密度高純度なＭｏ焼結材料（板）をその前記固定手段で利用することも良いが、予め上記耐摩耗性を改善した焼結摺動材料を適用することが好ましい。

また、前記作業機ブッシュ３０としては、従来のような内周面が熱処理で硬化され、グリース潤滑溝が形成された鋼製の作業機ブッシュであっても給脂間隔を延長できるが、給脂間隔をより延長することと耐焼付き面圧を高める観点からは、当該作業機ブッシュ３０の内周面に形成される摺動面層が少なくとも多孔質な焼結摺動材料であって、その気孔中に潤滑油等の潤滑組成物が充填されていることが好ましい。この場合においては作業機ブッシュ３０の本体部分が硬質なマルテンサイト相が形成される鉄系焼結含油軸受材料であることが経済的に好ましい。

また、前記作業機ブッシュ１１において、図３（ａ）に示されるように焼結摺動材料２１を円筒状の基材（裏金）２０に固定する理由は、当該作業機ブッシュ１１がアーム５の先端部に圧入して使用される際に、当該作業機ブッシュ１１がアーム５の先端部から抜け出さないようにするための保持力を確保する上で、当該作業機ブッシュ１１に所定の剛性が必要とされるからである。実際に用いられる作業機ブッシュ１１は５〜１５ｍｍ程度の圧肉な形状を必要とし、これら全体を焼結摺動材料２１で作製した場合には顕著なコスト高となってしまう。この剛性確保と経済性の観点から、円筒状もしくは略円筒状の剛性裏金（基材）２０の内周面に前記焼結摺動材料２１を固定した作業機ブッシュ１１が好ましい。

また、微細なＭｏ粉末（１０μｍ以下）が用いられてなる焼結体にて前記各焼結摺動材料１８，２１，２４，２８，を作製すると、その焼結体中に形成される気孔が少なくとも３μｍ以下に微細化され、その気孔中に潤滑油を充填する際の浸透力が従来の鉄系焼結含油軸受材料のそれよりも大きくなり、摺動時の潤滑油の流出を顕著に低減（約１／５）することができる。これにより、給脂間隔を延長化することが容易になる。ここで、気孔率を１０〜４０体積％に調整し、さらに強度低下を改善する必要がある場合には、微細なＭｏ酸化物や微細なＣｕ，Ｎｉ，Ｃｏ，Ｔｉ，Ｐｂ，Ｓｎ，Ｓｉ粉末を１０重量％以下の範囲で添加して、焼結密度と焼結材料強度を調整することが好ましい。

図６（ａ）〜（ｄ’）は、第１の実施形態における作業機ブッシュの他の態様例を表わす構造を説明する図である。なお、図６（ａ）〜（ｄ’）において、第１の実施形態における作業機ブッシュ１１の構成要素と基本的に同様の機能を有するものについては同一符号が付されている。

第１の実施形態における作業機ブッシュ１１のように基材（裏金）２０を多孔質な鉄系焼結材料で構成すること以外に、安価にブッシュの含油量や潤滑組成物を増やす手段としては、摺動面部位に穴や溝等の凹部が形成されるように焼結摺動材料を鋼製裏金に固定して潤滑組成物を貯蔵できる構造とすること（図６（ａ）（ｂ）参照）、または焼結摺動材料からなる小片を多孔質な銅系焼結摺動材料中に分散させて鋼製裏金に固定させた構造とすること（同図（ｃ）参照）、などが挙げられる。ここで、後者の手段に係る作業機ブッシュ２２Ｃにおいては、焼結摺動材料２１Ｃからなる小片が直接裏金２０Ｃに接合しないように多孔質な銅系焼結摺動材料Ｍ中に分散されるように（同図（ｃ）のＰ部詳細図を表わした同図（ｄ）（ｄ’）参照）焼結接合されてなる複層摺動部材に対して、その複層摺動部材における焼結層が内周面となるように丸曲げ加工を施すといった巻きブッシュ製造方法にて作製すると、より安価なものとすることができる。なお、焼結層が外周面となるように丸曲げ加工を施す所が異なること以外は基本的に先の巻きブッシュ製造方法と同様の巻きブッシュ製造方法にて作製された巻きブッシュを、連結ピンに前述した固定の手段にて固定してなる複層連結ピンが、前記作業機連結ピン１０，２６と同等に利用することができる。

ここで、図６（ａ）に示す作業機ブッシュ１１Ａは、パンチングメタルのように穴加工が施されてなる焼結摺動材料２１Ａの板材を丸曲げて、この丸曲げられた焼結摺動材料２１Ａを鋼製裏金２０Ａの内径部に突合せもしくはクリンチしながら圧入して、その鋼製裏金２０Ａの内周面に形成された溝部に嵌め込んでなる軸受ブッシュである。
また、同図（ｂ）に示す作業機ブッシュ１１Ｂは、リング状に形成された焼結摺動材料２１Ｂを鋼製裏金２０Ｂの内周面に形成された多条溝に突合せて圧入してなる軸受ブッシュである。そして、これら作業機ブッシュ１１Ａ，１１Ｂにおいては、各作業機ブッシュ１１Ａ，１１Ｂに設けられた穴や溝等によって形成される摺動面凹部にグリース等の潤滑組成物が充填され、この潤滑組成物による潤滑作用にて摺動面を良好に潤滑できるようにされている。
また、同図（ｃ）に示される作業機ブッシュ１１Ｃは、完成時に鋼製裏金２０Ｃとなる鋼板上に銅系焼結粉末を散布して一旦その裏金鋼板と焼結接合した後に、焼結摺動材料２１Ｃの小片と銅系焼結粉末とを散布して再焼結し（図中記号Ｍ；銅系焼結材料）、圧延を施してなる複層摺動部材、もしくは、完成時に鋼製裏金２０Ｃとなる鋼板上に銅系焼結粉末を散布して一旦その鋼板と焼結接合した後に、焼結摺動材料２１Ｃまたは本発明に係るＭｏ−Ｃｕ合金系の成形体の小片を焼結接合し、次いで多孔質青銅系焼結層Ｍとする原料粉末を散布・圧延して焼結することで作製される複層摺動部材に対して、丸曲げ加工を施してなる軸受ブッシュである。この作業機ブッシュ１１Ｃにおいては、前記小片を囲む銅系摺動材料Ｍが含油性の高い多孔質摺動材料であることから、給脂間隔の更なる延長化を図ることができるという利点がある。なお、この作業機ブッシュ１１Ｃの摺動面に分散される前記小片の面積率は１０〜７０％であるのが好ましい。

なお、前記小片は、市販の高密度、高純度なＭｏ焼結材料をチップ化してなるものであっても良いし、Ｍｏを主体とする成形体とＣｕまたはＣｕ合金とから溶浸焼結によって製作されたものや、１０〜８０重量％のＭｏを含有するＭｏ−Ｃｕ合金系の焼結摺動材料によって製作されたものであっても良い。

さらに、図７（ａ）〜（ｃ）に示す各製造工程にて作製された乾式複層軸受摺動部材を丸曲げて作製される無給脂タイプの乾式軸受ブッシュを、前記作業機ブッシュ１１に代えて適用することも可能である。ここで、図７（ａ）〜（ｃ）に示す各製造工程にて作製される乾式複層軸受摺動部材は、高密度なＭｏ系、Ｍｏ−Ｃｕ合金系摺動材料の成形体、造粒体、焼結体の小片等（Ｔ，Ｔ’，Ｔ”）を鋼板Ｂ上に配して焼結接合または溶浸接合した後に、図中記号Ｌで示す潤滑性樹脂や潤滑組成物（固体潤滑剤＋樹脂）を接合層に充填するようにライニングしてなるものである。
またここで、図７（ａ）に示す製造手段においては、Ｍｏ−Ｃｕ合金系の成形体、造粒体、焼結体の小片Ｔを直接鋼板裏金Ｂに焼結接合した後にライニングするようにされている。
一方、同図（ｂ）に示す製造手段においては、青銅系、鉛青銅系、Ｆｅ−Ｃｕ−Ｓｎ系またはＦｅ−Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ系の焼結材料を散布・焼結接合してなる下地焼結層Ｎを有する鋼板裏金Ｂを用意し、前記下地焼結層Ｎ上に高密度Ｍｏ系、Ｍｏ−Ｃｕ合金系の焼結体もしくは成形体の小片Ｔ’を配し、その下地焼結層Ｎを介して鋼板裏金Ｂに焼結接合した後に、ライニングするようにされている。
他方、同図（ｃ）に示す製造手段においては、Ｍｏ系の成形体、造粒体、焼結体の小片Ｔ”と溶浸剤となる銅系粉末Ｙを鋼板裏金Ｂ上に散布して、溶浸焼結と同時に接合した後に、ライニングしてなるものである。

さらにまた、黒鉛、ＭｏＳ_２等軟質の固体潤滑剤造粒粒子の１／５径ほどの微細なＭｏ粉末とその造粒固体潤滑剤を混合成形したものに、焼結と同時に溶浸して高密度高強度化したＭｏ−Ｃｕ合金−固体潤滑材料系摺動材料を裏金（軸受裏金、軸基材）に固定してなる作業機ブッシュや作業機連結ピンを前記各実施形態における連結装置に適用する。これにより、完全無給脂化を目指すことも可能である。なお、このような溶浸焼結摺動材料においても、ＣａＦ_２やＭｏ酸化物等の硬質な固体潤滑剤が含有されても良い。

また、第１の実施形態および第２の実施形態のそれぞれにおけるスラスト軸受１２を、中空円板状の鋼製裏金（基材）２３に対してＭｏ−Ｃｕ合金系材料が溶浸焼結接合あるいは焼結接合されて摺動面層が形成されてなるものとすることも好ましい。さらに、このスラスト軸受１２においては、前記摺動面層に、耐摩耗性をより改善するためのＴｉＣ，ＴｉＮ，ＷＣ，Ｆｅ−Ｍｏ，Ｆｅ−Ｃｒ，Ｓｉ_３Ｎ_４等の炭化物、窒化物、酸化物硬質粒子を分散させるのが好ましい。なお、このスラスト軸受１２において、前記鋼製裏金（基材）２３の両面に前記摺動面層が固定されて使用されても良い。

本実施形態の摺動部材は、裏金鋼板に固定された焼結層と、
前記焼結層に潤滑組成物、潤滑性樹脂、および固体潤滑剤と樹脂からなる固体潤滑複合材のうち少なくとも一つを充填しつつライニングして形成された摺動面層と、を具備し、
前記焼結層は、Ｓｎが５〜２０重量％含有される青銅合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とする混合粉末を前記裏金鋼板に散布して焼結接合することにより固定されたものであることを特徴とする。
また、前記摺動部材において、前記摺動面層を内周面側または外周面側に配するように曲げて円筒状または略円筒状に成形されたものである。

また、前記摺動部材の製造方法は、Ｓｎが５〜２０重量％含有される青銅合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とする混合粉末を裏金鋼板に散布して焼結接合し、その焼結接合にて形成された焼結層に潤滑組成物、潤滑性樹脂、および固体潤滑剤と樹脂からなる固体潤滑複合材のうち少なくとも一つを充填しつつライニングして摺動面層を形成し、この摺動面層を内周面側または外周面側に配するように曲げて円筒状または略円筒状に成形するものである。

また、前記裏金鋼板は、前記焼結接合が施される面に予めＣｕメッキまたは青銅系、鉛青銅系、Ｆｅ−Ｃｕ−Ｓｎ系もしくはＦｅ−Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ系の焼結材料が焼結接合されていることが好ましい。これにより、焼結接合性や溶浸接合性の改善を図ることができるとともに、円筒状または略円筒状に成形する丸曲げ加工を施す際に焼結摺動材料の小片が接合面から剥離するのを防止することができる。

ここで、裏金鋼板上に散布される混合粉末は、原料粉末に例えば有機バインダ等をバインダとして約２〜８重量％添加し、平均粒径が０．０５〜２ｍｍとなるように造粒されているのが好ましい。なお、この造粒体の裏金鋼板への溶浸接合は、当該造粒体と溶浸合金粉末とを混合して散布・焼結することによって容易に実施できるが、この際に溶浸合金がすべて造粒体に溶浸される必要性はなく、溶浸合金粉末が分散して残留することによって摺動面層の接合性を高めることもできる。

なお、上述した摺動部材の製造方法に係る摺動部材と類似する複層摺動部材としては、乾式軸受ブッシュ（例えば、大豊工業社製ＦＢ２０９Ｂ，ＦＢ２１０Ａ，ＦＢ２２０Ａ，ＦＢ４１０等）がある。この乾式軸受ブッシュは、鋼製裏金上に低密度で焼結接合した鉛青銅粒子を潤滑性樹脂（例えばＰＴＦＴ樹脂）で包み込むようにしてその潤滑性樹脂を裏金にライニングして作製される。前記複層摺動部材における潤滑性ライニング材料は、上述した摺動部材の製造方法において採用される潤滑性ライニング材料と同等のものを用いても良い。

ところで、上述した摺動部材の製造方法に係る摺動部材における潤滑性ライニング材料の代りに多孔質銅系焼結摺動材料を用いても、給脂時間の延長化を図ることができる。

そこで、本実施形態の摺動部材は、裏金鋼板に固定された焼結層と、
前記焼結層に散布された焼結摺動材料からなる小片と、
前記小片の周囲に配置された別体の青銅系焼結体と、を具備し、
前記焼結層は、青銅系、鉛青銅系、Ｆｅ−Ｃｕ−Ｓｎ系もしくはＦｅ−Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ系の焼結材料を前記裏金鋼板に焼結接合することにより形成され、
前記小片が前記別体の青銅系焼結体中に含有されるようにして前記裏金鋼板に固定され、
前記焼結摺動材料は、ＣｕまたはＣｕ合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とし、相対密度が９０％以上である焼結体からなるものである。

前記摺動部材の製造方法は、裏金鋼板に青銅系、鉛青銅系、Ｆｅ−Ｃｕ−Ｓｎ系もしくはＦｅ−Ｃｕ−Ｓｎ−Ｐｂ系の焼結材料を焼結接合し、その焼結接合にて形成された焼結層に焼結摺動材料からなる小片を散布するとともに、別体の青銅系焼結体を前記小片の周囲に埋め込まれるように配置し、その小片がその別体の青銅系焼結体中に含有されるようにして前記裏金鋼板に固定する摺動部材の製造方法であって、
前記焼結摺動材料は、ＣｕまたはＣｕ合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とし、相対密度が９０％以上である焼結体からなるものである。

また、前記焼結体は、Ｍｏ成形体の焼結と共にＣｕまたはＣｕ合金が溶浸されてなるものであって、Ｍｏが３５〜７５重量％含有され、かつその気孔率が７体積％以下であることが好ましい。
また、前記Ｍｏ成形体は平均粒径が１０μｍ以下のＭｏ粉末で構成され、さらに平均粒径が３０μｍ以上の固体潤滑剤が５〜６０体積％および／または硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で含有されていることが好ましい。
また、前記焼結体中のＣｕ合金相は、Ｓｎが５〜２０重量％含有されるとともに、０．２〜５重量％のＴｉ、０．２〜１４重量％のＡｌ、０．２〜１５重量％のＰｂ、０．１〜１．５重量％のＰ、０．１〜１０重量％のＺｎ、０．１〜１０重量％のＮｉ、０．１〜５重量％のＣｏ、０．１〜１０重量％のＭｎおよび０．１〜３重量％のＳｉからなる群から選ばれる１種以上が含有されていることが好ましい。これにより、焼結性、溶浸性、耐サルファーアタック性および強度を更に向上させることができる。なお、上記Ａｌ，Ｐｂ，Ｐ，Ｎｉ，Ｓｉ等の全ての添加が必要でなく、例えばＰによる流動性、還元性、濡れ性の改善が０．１重量％から明確になることなどの事例から、Ｐ，Ｚｎ，Ｎｉ，Ｃｏ，Ｍｎ，Ｓｉの下限値を０．１重量％とすることが好ましい。
またさらに、前記焼結摺動材料の耐摩耗性を向上させる場合には、平均粒径１〜５０μｍの硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で含有されていることが好ましい。

前述した摺動部材は、摺動面に作用する面圧が３００ｋｇｆ／ｃｍ^２以上で、かつすべり速度が２ｍ／ｍｉｎ以下の摺動条件で使用することが可能である。

図８は、成形体、焼結体中における固体潤滑剤粒子とＭｏ粉末の状態を表わす模式図であって、Ｍｏ粉末粒径と固体潤滑剤の大きさとの関係を表わす図である。

図８に示すように、Ｍｏ粉末粒径が微細であるほど固体潤滑剤は丸く形成され、強度的な内部応力集中を避ける効果が高く、より強度の低下を防止できる。このことから、微細な粒径のＭｏ粉末を焼結体材料として採用することで、焼結体中により多くの固体潤滑剤を添加することができる。また、多量の有機潤滑剤を添加した焼結体原料混合粉末に作用させる成形圧力を０．５〜２ｔｏｎ／ｃｍ^２に低く抑えることにより、軟質な固体潤滑剤の異方性変形を少なくして、強度劣化を抑えることができ、更にＣｕ合金系材料を溶浸することで内部応力集中を避けることができる。

ところで、前記第１の実施形態および第２の実施形態に係るバケット連結装置９Ａ，９Ｂの基本構造は、図９（ａ）に示されるクローラ式下部走行体における履帯アッセンブリ３３、同図（ｂ）に示されるブルドーザの車体を支えるイコライザ機構３４、図１０（ａ）に示されるダンプトラック等のサスペンション装置３５、および同図（ｂ）に示されるクローラ式下部走行体における転輪アッセンブリ３６のそれぞれにおける連結部位の連結構造とその基本構造が類似している。すなわち、一側の機械構成要素（一側のリンクセット３７、メインフレーム４１、車体フレーム４５、転輪リテーナ４９）と、この一側の機械要素に支持される軸受軸（履帯ピン３８、イコライザピン４２、サスペンション支持ピン４６、転輪シャフト５０）およびその軸受軸に外嵌される軸受ブッシュ（履帯ブッシュ３９、イコライザブッシュ４３、球面ブッシュ（自由度２）４７、転輪ブッシュ（鍔付ブッシュ）５１）を介して配される他側の機械構成要素（他側のリンクセット４０、イコライザバー４４、サスペンション４８、転輪ローラ５２）とを、互いに回動または回転可能に連結する構造とされている。したがって、それら連結部位に対して本発明の技術思想を適用することで、第１の実施形態および第２の実施形態と同様の作用効果を得ることができる。なお、図９（ａ）（ｂ）および図１０（ａ）（ｂ）において、記号Ｇにて示される部位は、本発明に係る焼結摺動材料が固定されて好適な部位である。

例えば、油圧ショベルにおける作業機の連結部位に配される連結装置において、耐焼付き性や無給脂時間間隔は、当該連結装置を構成する軸受ブッシュとその軸受ブッシュ内に配される軸受軸の組み合わせによって決められるものである。したがって、軸受ブッシュおよび軸受軸のいずれか一方が、本発明に係る摺動部材で構成されるのが好ましい。

そこで、本実施形態の連結装置は、一側の機械構成要素と、この一側の機械構成要素に支持される軸受軸およびその軸受軸に外嵌される軸受ブッシュを介して配される他側の機械構成要素とを、互いに回転または回動可能に連結する連結装置、もしくは一側の機械構成要素と、この一側の機械構成要素に支持される軸受軸およびその軸受軸に外嵌される軸受ブッシュを介して配される他側の機械構成要素とを、互いに回転または回動可能に連結し、かつ前記一側の機械構成要素と前記他側の機械構成要素との間に作用するスラスト荷重を受支するスラスト軸受を備えてなる連結装置において、
前記軸受軸、軸受ブッシュおよびスラスト軸受のうちの１種以上を摺動部材で構成していることも可能である。
また、前記摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された焼結摺動体とを備え、
前記焼結摺動体は、ＣｕまたはＣｕ合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とし、相対密度が８０％以上である焼結体からなり、
前記裏金は、軸受裏金、軸受軸の基材、および球面ブッシュの基材のうちいずれかである。

上記連結装置によれば、機械装置の連結部位に配される軸受軸、軸受ブッシュおよびスラスト軸受のうちの１種以上が、ＣｕまたはＣｕ合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とし、相対密度が８０％以上である焼結体からなる焼結摺動体を備えた摺動部材で構成されるので、高面圧・低速摺動などのような過酷な摺動条件下で用いられて好適な連結装置とすることができる。

また、本実施形態の連結装置は、一側の機械構成要素と、この一側の機械構成要素に支持される軸受軸およびその軸受軸に外嵌される軸受ブッシュを介して配される他側の機械構成要素とを、互いに回転または回動可能に連結する連結装置において、
前記軸受軸を摺動部材で構成するとともに、
前記軸受ブッシュを、硬化熱処理が施されていない鋼管で構成し、かつその鋼管における摺動面部位に所要の潤滑溝を形成するものであっても良い。
前記摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された焼結摺動体とを備え、
前記焼結摺動体は、ＣｕまたはＣｕ合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とし、相対密度が８０％以上である焼結体からなり、
前記裏金は、軸受軸の基材である。

さらに、本実施形態による連結装置は、一側の機械構成要素と、この一側の機械構成要素に支持される軸受軸およびその軸受軸に外嵌される軸受ブッシュを介して配される他側の機械構成要素とを、互いに回転または回動可能に連結する連結装置において、
前記軸受軸を摺動部材で構成するとともに、
前記軸受ブッシュを、Ｆｅ−Ｃ系、Ｆｅ−Ｃ−Ｃｕ系もしくはＣｕ−Ｓｎ系合金の含油焼結材料で構成しても良い。
前記摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された焼結摺動体とを備え、
前記焼結摺動体は、ＣｕまたはＣｕ合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とし、相対密度が９０％以上である焼結体からなり、
前記裏金は、軸受軸の基材である。

また、前記連結装置において、前記焼結体は、Ｍｏ成形体の焼結と共にＣｕまたはＣｕ合金が溶浸されてなるものであって、Ｍｏが３５〜７５重量％含有され、かつその気孔率が７体積％以下であることが好ましい。

また、前記連結装置において、前記Ｍｏ成形体は平均粒径が１０μｍ以下のＭｏ粉末で構成され、さらに平均粒径が３０μｍ以上の固体潤滑剤が５〜６０体積％および／または硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で含有されていることが好ましい。

また、前記連結装置において、前記焼結体中のＣｕ合金相は、Ｓｎが５〜２０重量％含有されるとともに、０．２〜５重量％のＴｉ、０．２〜１４重量％のＡｌ、０．２〜１５重量％のＰｂ、０．１〜１．５重量％のＰ、０．１〜１０重量％のＺｎ、０．１〜１０重量％のＮｉ、０．１〜５重量％のＣｏ、０．１〜１０重量％のＭｎおよび０．１〜３重量％のＳからなる群から選ばれる１種以上が含有されていることも可能である。これにより、焼結性、溶浸性および強度を更に向上させることができる。なお、上記Ａｌ，Ｐｂ，Ｐ，Ｎｉ，Ｓｉ等の全ての添加が必要でなく、例えばＰによる流動性、還元性、濡れ性の改善が０．１重量％から明確になることなどの事例から、Ｐ，Ｚｎ，Ｎｉ，Ｃｏ，Ｍｎ，Ｓｉの下限値を０．１重量％とすることが好ましい。
またさらに、前記燒結摺動材料の耐摩耗性を向上させる場合には、平均粒径１〜５０μｍの硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で含有されていることが好ましい。

上記それぞれの連結装置によれば、軸受軸の構成材として、ＣｕまたはＣｕ合金が１０〜９５重量％含有され、残部がＭｏを主体とし、相対密度が８０％以上である焼結体からなる焼結摺動体を備えた摺動部材が適用されることにより、その軸受軸に摺動機能の一翼を担わせている。したがって、その軸受軸の摺動相手として比較的安価な軸受ブッシュを採用することができ、低コスト化を図ることができる。
また、軸受ブッシュが、潤滑油または潤滑組成物を多量に貯蔵できる含油焼結材料から構成される連結装置においては、摺動面への潤滑油の供給を長期間に亘り安定化させることができ、給脂間隔を飛躍的に延長することができる。
さらに、それぞれの連結装置においては、軸受ブッシュと比較して一般に取り外しが容易な軸受軸に摺動機能の一翼を担わせているので、摺動機能が低下した際にその軸受軸を新品のそれと交換または摩耗した部分に前記焼結摺動材料を固定して補修し再利用することで摺動機能の回復を容易に図ることができる。したがって、メンテナンス性を著しく向上させることができる。

また、前記連結装置においては、前記一側の機械構成要素に対する前記軸受軸の被支持面部位に前記焼結摺動体が固定されていることが好ましい。これにより、軸受軸に大荷重が作用した際に、その軸受軸の回転微動や撓みなどによって一側の機械構成要素と軸受軸の被支持面とが擦れたとしても、不快感を伴うような異音の発生を未然に防ぐことができる。ここで、前記軸受軸の被支持面に固定される焼結摺動材料に係るＭｏ金属相は、その軸受軸を支持する一側の機械構成要素の支持部が例えばロックウェル硬さＨＲＣ２５程度のＳ４５Ｃ焼準鋼のような比較的軟質な材料であっても殆どアタックしない特性を有することから、当該支持部の支持面に対して高周波焼入れ等の硬化熱処理を施して耐焼付き性と耐摩耗性を改善する必要がなく、コスト上の利点がある。

そして、上述した連結装置においては、作業機、クローラ式下部走行体におけるトラックリンク、同下部走行体における転輪装置、ブルドーザの車体を支えるイコライザ、およびダンプトラック等のサスペンション装置のいずれかにおける連結部位の連結手段として用いられて好適である。

また、上述した連結装置は、摺動面に作用する面圧が３００ｋｇｆ／ｃｍ^２以上で、かつすべり速度が２ｍ／ｍｉｎ以下の摺動条件で使用することが可能である。

次に、本発明の具体的な実施例について、図面を参照しつつ説明する

（焼結摺動材料の製造法とその検証）
本実施例においては、Ｍｏ（１）粉末（平均粒径０．８μｍ）、Ｍｏ（２）粉末（平均粒径４．７μｍ）、ＮｉＯ（平均粒径０．７μｍ）、アトマイズ銅粉末（日本アトマイズ、ＳＦＲ−Ｃｕ平均粒径１０μｍ）、Ｎｉ粉末（平均粒径１．２μｍ）および＃３５０メッシュ以下のＴｉＨ，Ｓｎ粉末を用いて表１に示されるような混合粉末を作製し、更にこれらの混合粉末に対して３重量％のパラフィンワックスを配合して、内径が４６ｍｍ、高さが５０ｍｍの円筒形状に２ｔｏｎ／ｃｍ^２の加圧力で成形した。そして、得られた各成形体を、９５０〜１２５０℃で１ｈｒ焼結した後に、Ｎ_２ガスで冷却した。

ここで、Ｎｏ．Ａ１に係る平均粒径が０．８μｍのＭｏ（１）粉末を主体とする成形体（成形体密度；４．６５ｇｒ／ｃｍ^３）は、９５０℃で既に顕著な収縮性を示してその焼結性が発現され、１１００℃、１１５０℃、１２００℃のそれぞれにおいてその焼結性はほぼ飽和するものの収縮率１４．６％の顕著な収縮性を示し、相対密度で７４％（気孔率２６％）にまで密度の向上が図られた。

一方、Ｎｏ．Ａ２に係る平均粒径が４．７μｍのＭｏ（２）粉末を主体とする成形体（成形体密度５．８２ｇｒ／ｃｍ^３）において、その焼結性は、Ｎｏ．Ａ１に係る成形体の焼結性ほどではないが、焼結により収縮率４．５％の収縮性を示し、十分な焼結性が確保されることが分かった。

そして、Ｍｏ（１）粉末を主体として作製された焼結体、およびＭｏ（２）粉末を主体として作製された焼結体のいずれにおいても、相対密度が約６６〜７４％で、約２５〜３４体積％の気孔率を有する高強度な多孔質体となることが確認された（表１において、１１５０℃での相対密度を表わすデータを参照）。

ところで、従来のＣｕ系、Ｆｅ系焼結含油軸受の気孔は、主にＳｎやＣｕの流出孔を利用したものであることから、その気孔径が１０〜４０μｍ程度の粗大なものとなっている。このことは、摺動面での気孔の早期閉塞化を防止する上で有利に働くものの、一方においては、１）摺動面に作用する油圧の逃げを大きくして、境界潤滑下での潤滑油膜の形成を難しくする、２）摺動面における潤滑油のポンプ作用が小さくなるために、潤滑油が気孔から顕著に流出する、３）重力の影響によって潤滑油が摺動面に偏在するようになり、荷重が作用する方向によっては潤滑油不足による早期の焼付きが生じる恐れがある、などの問題を有している。

これに対し、本実施例の例えばＮｏ．Ａ１に係る焼結体においては、１１８５℃で焼結された当該Ｎｏ．Ａ１に係る焼結体の断面組織写真が示された図１１（ａ）および同焼結体の破断面組織写真が示された同図（ｂ）から明らかなように、平均サイズが０．３μｍ以下の微細な気孔がきめこまかに分散されているとともに、それら気孔が通じ合って構成されるスケルトン構造になっている。したがって、このＮｏ．Ａ１に係る焼結体によれば、浸透力が極めて大きくなるために、潤滑油等を多量に含油させることができるとともに、摺動中において当該焼結体からの潤滑油等の流出を極めて少なくすることができ、従来のＣｕ系、Ｆｅ系焼結含油軸受が有する先の問題を本質的に解決し得ることは極めて明らかであるといえるとともに、従来の上記含油燒結摺動材料に較べて、流体潤滑性をより低摺動速度域において実現しやすく、Ｍｏ燒結体中の微細な気孔中に前記潤滑油や潤滑油とワックス類を配合した潤滑物を充填することによって、高速・低速摺動両用の軸受として優れた特性を有する。

また、従来、Ｍｏ粉末の焼結体は、水素気流中において２３００〜２５００℃で焼結されるのが一般的であり、またその時の成形密度は９．２〜９．５ｇｒ／ｃｍ^３（相対密度；９０〜９３％、収縮率１７．５〜２０％）であり、しかもその後に施される熱間加工によって更に高密度化されているが、焼結温度が１１５０℃の予備焼結レベルでは殆ど焼結が進行せず、１３００℃の焼結温度において２〜４％程度の収縮率を示すという難焼結材料であった。

これに対し、本実施例では、０．０１〜１ｔｏｒｒレベルの真空焼結を実施して、原料の粉末表面に形成される低融点酸化物〔例えば、ＭｏＯ_３（融点；７９５℃、沸点；１１５１℃）〕による液相を発生させて焼結を促進させるようにされている。このことを如実に表わす図１１（ｃ）の組織写真にて示されるように、低融点酸化物が液相化することで焼結が部分的にまとまって顕著に促進された痕跡が散見され、またこの焼結が顕著に促進された部位においては、冷却過程で部分的にクラックが発生していることがうかがえる。このことから、Ｍｏ金属粉末にＭｏＯ_３等の低融点酸化物を積極的に添加することで液相焼結性を高め、また焼結温度を適宜高温度側に推移させることによりその低融点酸化物を還元または同酸化物の酸素成分を揮発除去するので、高密度なＭｏ焼結体が得られ、また焼結時の酸素ポテンシャルを制御することによっても高密度化が図られる。

なお、前記低融点酸化物の例として挙げたＭｏＯ_３に代えて、真空焼結にて容易に還元されるＮｉ，Ｆｅ，Ｃｕ，Ｃｏ，Ｓｎ等の酸化物（例えば、ＮｉＯ，ＣｏＯ，ＦｅＯ，ＣｕＯ等）を添加して、Ｍｏ金属粉末の焼結性を促進する酸素源とすることも好ましい。この際の酸化物の添加量は、従来の液相焼結が１０体積％で完全に緻密化されていることを勘案すれば、酸素添加量として０．１〜３．０重量％程度で十分である。

また、前記Ｎｏ．Ａ１に係る焼結体およびＮｏ．Ａ２に係る焼結体において、各焼結体のヤング率は、各焼結体に所定の割合で含有されている気孔の影響により、金属Ｍｏのヤング率３００００ｋｇｆ／ｍｍ^２の３０〜５０％程度にまで低減され、銅系溶製材料程度の当り性が実現されることが分かった。また、各焼結体の硬さについては、Ｎｏ．Ａ１に係る焼結体がビッカース硬さＨｖ＝９２で、Ｎｏ．Ａ２に係る焼結体がＨｖ＝６６であり、摺動材料として馴染み性に優れた硬さであることが確認された。また、前記各焼結体の圧環強度についても、一般的な含油軸受の圧環強度（１５ｋｇｆ／ｍｍ^２以上、引張強度約７ｋｇｆ／ｍｍ^２以上）を十分に達成することが確認された。

他方、表１において示されるＮｏ．Ａ３〜Ｎｏ．Ａ７に係る各焼結体は、Ｍｏ金属粉末を９５重量％に固定してＣｕ，Ｃｕ合金およびＮｉの１種以上を５重量％添加したときの焼結性に及ぼす影響を調べるために供試されたものである。このＮｏ．Ａ３〜Ｎｏ．Ａ７に係る各焼結体はいずれのものも、Ｃｕ，Ｃｕ合金，およびＮｉの各融点を越える焼結温度においてその焼結性が顕著に促進されていることが確認された。特に、Ｎｉが５重量％添加されているＮｏ．Ａ７に係る成形体の焼結の際において、１４６０℃以上でＮｉの液相化による顕著な緻密化が進行したことは、既知の事実と整合している。また、ＣｕＴｉＰｂ系のＮｏ．Ａ４に係る焼結体およびＣｕＴｉＳｎ系のＮｏ．Ａ５に係る焼結体においては、いずれのものも１１５０℃の焼結温度においてその焼結性が顕著に高められていた。これは、ＣｕＴｉＰｂ系のＮｏ．Ａ４に係る焼結体については、Ｍｏに対するＴｉの相溶性、Ｐｂに対するＭｏの固溶性、およびＴｉとＰｂの強力な親和性からＭｏとＣｕ合金との濡れ性が改善されることによるもの、ＣｕＴｉＳｎ系のＮｏ．Ａ５に係る焼結体については、先の溶浸剤の結果から容易にその濡れ性が改善されることによるもの、である。

さらに、本実施例においては、表１のＮｏ．Ａ１に係る成形体を１０００〜１２００℃で焼結する際に、同表において示される溶浸剤１に係る成形体をそのＮｏ．Ａ１に係る成形体の上に配して焼結と同時に溶浸させる溶浸焼結法を行うことにより、通気孔がなくて高密度なＭｏ系溶浸焼結体を製造した。また、同表中の溶浸剤２に係る成形体とＮｏ．Ａ１に係る成形体とから先の溶浸焼結法によりＭｏ系溶浸焼結体を製造した。さらに、溶浸剤１に係る成形体とＮｏ．Ａ２に係る成形体とを用いてＭｏ系溶浸焼結体を、並びに溶浸材２に係る成形体とＮｏ．Ａ２に係る成形体とを用いてＭｏ系溶浸焼結体を、それぞれ先の溶浸焼結法により製造した。なおここで、前記溶浸剤１および溶浸剤２（いずれも溶浸用Ｃｕ系合金）に係る成形体は、いずれのものも所定の混合粉末（表１参照）に対して４ｔｏｎ／ｃｍ^２の加圧力を作用させてＮｏ．Ａ１およびＮｏ．Ａ２に係る成形体と同様に円筒形状で、かつ溶浸量を合わせるためにその高さ寸法を適宜調整するようにして成形されたものである。

そして、この溶浸焼結法を用いたＭｏ系溶浸焼結体の製造方法によって、例えば、Ｎｏ．Ａ１に係る成形体においては、溶浸焼結前の成形体密度が４．６５ｇｒ／ｃｍ^３（相対密度；約４６％に相当）であったものが、１１５０℃の溶浸焼結後に、その成形体密度が９．３１ｇｒ／ｃｍ３にまで高められることが確認された。また、Ｎｏ．Ａ１に係る成形体と溶浸剤２とから製造されたＭｏ系溶浸焼結体においては、その硬さがＨｖ３２５にまで硬化されることが分かった。

また、Ｎｏ．Ａ１に係る成形体と溶浸剤２とから製造されたＭｏ系溶浸焼結体の組織写真が示されている図１２（ａ）、およびＮｏ．Ａ２に係る成形体と溶浸剤２とから製造されたＭｏ系溶浸焼結体の組織写真が示されている同図（ｂ）から明らかなように、いずれのＭｏ系溶浸焼結体においても、その組織中における気孔が殆ど無くなり（気孔率７体積％以下）、組織的強度が高められていることが分かる。また、より細粒のＭｏ（１）粉末（平均粒径０．８μｍ）が用いられてなる同図（ａ）のＭｏ系溶浸焼結体は、そのＭｏ（１）粉末よりも粗いＭｏ（２）粉末（平均粒径４．７μｍ）が用いられてなる同図（ｂ）のＭｏ系溶浸焼結体と比較して、極めて微細で均一な組織となっており、同図（ａ）に示されるＭｏ系溶浸焼結体の方が同図（ｂ）に示されるＭｏ系溶浸焼結体よりも摺動特性が優れることが分かる。

また、Ｎｏ．Ａ１に係る成形体およびＮｏ．Ａ２に係る成形体のそれぞれに対して先の溶浸焼結法を施す場合の寸法収縮率を調べると、Ｎｏ．Ａ１に係る成形体に先の溶浸焼結法を施した場合には、１０００℃で１０％、１１５０℃で８．１％、１２００℃で７．３％の収縮率であるのに対して、Ｎｏ．Ａ２に係る成形体に先の溶浸焼結法を施した場合には、３．７％以内の収縮率で収まることが分かった。そして、この収縮率の差が焼結体の骨格となるＭｏ金属粉末の焼結性に最も影響され、特にＳｎを多量に含有する青銅合金の溶浸焼結ではＳｎの蒸発との関係から１１５０℃以下の温度で実施するのが好ましいことが分かった。さらにまた、本実施例に係る溶浸焼結法が、Ｍｏ金属相を４０〜６０体積％含有し、その残部がＣｕまたはＣｕ合金相からなる高密度な焼結摺動材料を製造する方法として極めて好ましいことも分かった。

さらに、Ｍｏ金属粉末（Ｍｏ（１）粉末、Ｍｏ（２）粉末）に予め耐摩耗性を高める硬質粒子（例えば、ＴｉＣ，ＴｉＮ，ＴｉＣＮ，Ｗ，フェロモリブデン（５０〜７０重量％Ｍｏ−Ｆｅ），Ｓｉ３Ｎ４等）や固体潤滑剤（例えばＣａＦ２，黒鉛等）を添加してなる粉末成形体に対して先の溶浸焼結法を施すことで、より高強度で潤滑能に優れる無給脂焼結摺動材料を形成することができる。とりわけ、微細なＭｏ粉末を利用することにより、Ｍｏ粒子より大きくて軟質な固体潤滑剤を多量に添加した場合においても、高強度を担保しつつ摺動性能に優れた焼結摺動材料とすることができる（例えば、本出願人の既提案に係る特許３２１４８６２号公報参照）。このことから、例えば油圧ショベル等の作業機連結装置において、作業機連結ピンおよび軸受ブッシュのうちの少なくとも１種を、固体潤滑剤を含有するＭｏ系またはＭｏ−Ｃｕ（Ｃｕ合金）系の焼結摺動材料が固定されてなるものとすることにより、当該作業機連結装置を、長期間の給脂間隔もしくは給脂無しで使用可能な連結装置とすることができる。なおここで、固体潤滑剤の好ましい大きさがＭｏ粉末径の約３倍以上、より好ましくは５倍以上であることは、幾何学的な関係から導き出せる（図８参照）。

さらに、本実施例では、電解Ｃｕ粉末（ＣＥ１５、福田金属社製）と前記Ｍｏ２，Ｓｎ、ＴｉＨ，Ｐｂ粉末および＃３５０メッシュ以下のＦｅ２７重量％Ｐを用いて表２の組成となるように配合するとともに、Ｍｏが重量％で０，５，１０，１５，２５重量％となるように配合し、成形後、８５０〜９５０℃で焼結し、その液相焼結性を調査した。なおここで、ＴｉＨ，Ｐｂ，Ｆｅ２７Ｐは、Ｍｏ粉末との濡れ性を改善するために添加されるものである。

その結果、表２の右欄に記載するように、濡れ性の改善によって多量のＭｏ粒子が分散した状態においてもより高密度なＣｕ合金−Ｍｏ系焼結体の得られることが分かった。また、図１３（ａ）および同図（ｂ）並びに図１４（ａ）および同図（ｂ）は、表２中のＮｏ．Ｂ３およびＮｏ．Ｂ５の焼結組織並びに表１中のＮｏ．Ａ９およびＮｏ．Ａ１０の焼結組織をそれぞれ示したものであって、いずれの場合においても極めて高密度に焼結化しており、Ｔｉ，Ｐｂを添加して液相焼結時の濡れ性を改善したＮｏ．Ｂ３，Ｎｏ．Ｂ５に係る焼結体においては、焼結温度を８６５℃に調整することによって焼結密度（焼結体中の気孔率）を十分に高めることができ（気孔率７体積％以下）、またそれらの焼結体の硬さがＨｖ１２０，Ｈｖ１４５であり、高面圧下の摺動材料として十分な組織的強度が得られることが分かった。また、これらの摺動材料は耐摩耗性と耐焼付き性に優れた油潤滑下での高速、高面圧用の摺動材料としても良いことが期待される。

（軸受試験）
本実施例においては、図１５に示されるような形状の供試用軸受ブッシュおよび供試用軸受軸のいずれか一方に本発明に係る焼結摺動材料を固定した条件で、供試用軸受ブッシュと供試用軸受軸との間の軸受試験を行った。摺動面粗さは焼結穴を除いて、すべて約２〜５μｍ程度の旋盤加工目として、本発明に係る焼結摺動材料を固定した供試軸受ブッシュの摺動相手の供試軸受軸はＳ４５Ｃ炭素鋼の表面層を高周波焼入れ、焼戻し（１６０℃）、表面硬さがＨＲＣ５６となるように調整し、その面粗さが研削加工によって１〜３μｍ以下に仕上げられたものを使用した。また、本発明に係る焼結摺動材料を固定した供試軸受軸の摺動相手の供試軸受ブッシュは、＃１００メッシュ以下の４６００鉄粉末に０．７重量％の黒鉛粉末（平均粒６ミクロン、ロンザＫＳ６）を混合した混合粉末に対して、０．７重量％に相当する有機潤滑剤（アクラワックス）を添加混合して、成形圧力６ｔｏｎ／ｃｍ^２で成形後、１１５０℃×２ｈｒの真空焼結、Ｎ_２ガスで焼入れ、２００℃×１ｈｒの焼戻し処理を施し、更に含油処理を施した後に図１５に示されるような形状となるように機械加工してなるものを使用した。そして、いずれの供試軸受ブッシュにおいても、ＩＳＯ ＶＧ６８相当の極圧添加剤（Ｓ添加量０．８重量％）を含有する潤滑剤を含浸させるものとした。さらに、本実施例においては、Ｍｏ（２）粉末と０．１〜０．３ｍｍ径の水ガラス造粒黒鉛の成形体に溶浸剤２を使った溶浸焼結体の軸受評価試験を追加実施した。

本軸受試験においては、揺動角度１０°と１６０°の揺動試験として、面圧を５０ｋｇｆ／ｃｍ^２毎に揺動回数２０００サイクル繰り返した後に昇圧させながらその時の摩擦係数が０．３以上に急速に上昇した面圧の前面圧を焼付き限界面圧として評価した。なお、最大面圧は１３００ｋｇｆ／ｃｍ^２であって、低揺動角度の平均速度は０．０５ｍ／ｍｉｎ、高揺動角度の平均滑り速度は０．８ｍ／ｍｉｎである。そして、評価結果を表３（低揺動角度）、表４（高揺動角度）にまとめて示したが、低揺動と高揺動試験の結果に大きな違いがないので、以下、表３の低揺動試験結果に基づいて検討する。

Ｓ４５Ｃ高周波焼入れ焼戻しした供試軸受軸と各種焼結摺動材料が固定されてなる供試用軸受ブッシュにおいては、（Ｃ），（Ｅ）の標準的含油焼結摺動材に比べＮｏ．Ａ１，Ｎｏ．Ａ２，Ｎｏ．Ａ５のＭｏ系多孔質材料が極めて顕著な限界焼付き面圧を示し、さらに、黒鉛をＭｏ金属マトリックスに分散させてＣｕ−Ｓｎ合金を溶浸させた摺動材（Ｄ）においても十分な固体潤滑による乾式摺動材料となり、潤滑油の供給を必要としない無給脂軸受ブッシュの摺動材料として用いられて好適であることが分かった。また、試験温度４０℃、面圧３００ｋｇｆ／ｃｍ^２の高揺動試験で軸受ブッシュからの潤滑油の流出性を評価した結果、Ａ１，Ａ２，Ａ５のＭｏ系多孔質材が固定された含油軸受ブッシュはいずれも、比較材となる摺動材（Ｅ）で構成される軸受ブッシュの１／５以下と極めて少なく、これは焼結体中の気孔が極めて微細であることによるものであることが分かった。また、Ｆｅ系含油焼結材料からなる軸受ブッシュと、高密度なＭｏ系摺動材料を外周面に固定してなる供試用軸受軸との軸受試験評価においても、同様の結果が得られたが、とりわけ、Ｃｕ合金中のＭｏ添加量の影響を調査した結果からは、Ｍｏ添加量が５重量％以上、好ましくは１０重量％以上において急激な限界焼付き面圧の改善が認められた。

（第３の実施形態）
図１７は、本発明の第１の実施形態に係るターボチャージャ装置の概略構造を説明する図である。

本実施形態に係るターボチャージャ装置１０１は、主に、タービンシャフト１０２と、このタービンシャフト１０２で連結されるタービンホイール１０３およびコンプレッサホイール１０４と、センタハウジング（支持体）１０５に形成された軸受面とタービンシャフト１０２との間に介挿される浮動ブッシュ１０６とを備え、図示省略されるエンジンからの排気ガスを利用してタービンホイール１０３を回転させることにより、そのタービンホイール１０３と同軸上に配されたコンプレッサホイール１０４を回転作動させ、そしてそのコンプレッサホイール１０４から多量の空気をエンジンの燃焼室に送り込むように構成されている。

本実施形態においては、図１８（ａ）に示すように、前記センタハウジング１０５に形成された軸受面に摺接する浮動ブッシュ１０６の外周面、および前記タービンシャフト１０２に摺接する浮動ブッシュ１０６の内周面には、それぞれ本発明に係る焼結摺動材料１０７が固定されることで形成される摺動面部が配されている。なお、参照符号１０８に示されるのは、油供給用孔である。

次に、焼結摺動材料の詳細について説明する。
上記焼結摺動材料は、ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、ＦｅおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、潤滑油または潤滑油およびワックス類からなる潤滑組成物が充填されているものであっても良いし、または、ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、ＦｅおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、Ｐｂ，Ｓｎ，Ｂｉ，ＺｎおよびＳｂからなる群から選ばれる１種以上が主体となり、融点が４５０℃以下に調整された低融点金属もしくはその合金が充填されているものであっても良い。さらに、前記多孔質焼結体には、Ｍｏが５０〜９０体積％含有されることが好ましい。

上記焼結摺動材料によれば、前記耐焼付き性に優れたＭｏを主体とする金属もしくは合金を母相として、さらにＰｂ等潤滑成分の摺動面への供給性が十分確保される組織構造となっていることから、高速・高温摺動下においても摺動時の馴染み性に優れて良好な耐焼付き性、耐摩耗性を示す摺動材料を得ることができる。

また、Ｍｏを主体とする前記多孔質焼結体においては、多孔質焼結体の強度の改善と経済性を図るために、Ｆｅ，Ｃｕ，ＮｉおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上からなる金属または合金が１０重量％以下で配合されることが好ましく、気孔率は鉛青銅のＰｂ含有体積％を考慮した場合に７．５体積％以上であって、あるいは、前記低融点金属等の溶浸性を考慮した場合においては１０体積％以上であることが好ましい。

なお、前記低融点金属もしくはその合金の溶浸性をより改善するためには、少なくともＰｂとＭｏとの親和性に優れたＴｉ，Ｍｇ，Ｔｅ，Ｃａ，Ｂａ，Ｓｅの１種以上、および、Ｐｂへの固溶性に優れＭｏとの親和性に優れたＣｕ，Ｎｉ，Ｃｏ，Ａｌの１種以上の少なくとも一方が含有されることが好ましい。

また、本実施形態による焼結摺動材料において、前記多孔質焼結体には、Ｍｏ相または青銅相より硬質な金属間化合物、炭化物、窒化物、酸化物及びフッ化物からなる群から選ばれる１種以上からなる硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で分散されていることが好ましい。前記金属間化合物は、ＭｏＮｉ系、ＭｏＦｅ系、ＭｏＣｏ系、ＦｅＡｌ系、ＮｉＡｌ系、ＮｉＴｉ系、ＴｉＡｌ系、ＣｏＡｌ系、ＣｏＴｉ系等からなる群から選ばれる１種以上の金属間化合物であり、前記炭化物はＴｉＣ，ＷＣ等からなる群から選ばれる１種以上であり、前記窒化物はＴｉＮ、ＣｒＮ、Ｓｉ_３Ｎ_４等からなる群から選ばれる１種以上であり、前記酸化物はＮｉＯ，Ｃｕ_２Ｏ，ＣｏＯ，ＴｉＯ_２，ＳｉＯ_２，Ａｌ_２Ｏ_３等からなる群から選ばれる１種以上であり、前記フッ化物はＣａＦ_２等であることが好ましい。これにより、耐摩耗性を更に改善することができる。なおここで、摺動相手材料に対するアタック性を考慮する必要がある場合には、前記硬質粒子の分散を５体積％以下に留めるのが良い。さらに、焼結体中に分散される前記硬質粒子としてはＭｏ粒子径よりも大きいものを選択して、Ｍｏ粒子間の焼結性を阻害しないようにすることが好ましい。

また、本実施形態による焼結摺動材料は、Ｍｏが５〜７５重量％含有し、Ｓｎが５〜２０重量％含有する青銅合金相からなり、かつ相対密度が９０％以上の青銅合金−Ｍｏ系焼結体からなるものであっても良い。

上記焼結摺動部材料によれば、高速・高温摺動および高面圧・高速摺動下においても摺動時の馴染み性に優れて良好な耐焼付き性、耐摩耗性を示す摺動材料を得ることができる。

なお、本実施形態においては、Ｍｏの下限添加量を、潤滑状況の悪い状態での耐焼付き性を明確に改善し始める添加量である５重量％としているが、より好ましい下限量は、純Ｍｏからなる摺動材料とほぼ同じ摺動特性が得られる１０重量％である。また、Ｍｏの上限添加量は、経済的な観点と後述する溶浸焼結による簡便な製造方法とを考慮して７５重量％としたが、６０重量％程度に留めるのがより好ましい。

ところで、Ｍｏの添加量を５重量％以上にすることによって、青銅系、鉛青銅系の焼結材料においてはその組織強度が低下する恐れがあることが知られている（例えば、特許文献６参照）。

そこで、５重量％以上のＭｏ添加量による焼結体組織の強度低下を確実に防止するために、本実施形態による焼結摺動部材料において、前記青銅合金相は、０．２〜５重量％のＴｉ、０．２〜１４重量％のＡｌ、０．２〜１５重量％のＰｂ、０．１〜１．５重量％のＰ、０．１〜１０重量％のＮｉ、０．１〜５重量％のＣｏ、０．１〜１０重量％のＭｎおよび０．１〜３重量％のＳｉからなる群から選ばれる１種以上が含有されているのが好ましい。ここで、Ｔｉは、Ｃｕの融点を顕著に下げること（Ｃｕ−５重量％Ｔｉの液相発生温度８８５℃）や、Ｐｂ，Ｓｎとの共存下で濡れ性を顕著に改善し、かつＭｏとの反応で焼結性を阻害する金属間化合物を形成しない元素であることから、当該焼結体の焼結性を顕著に改善するものであり、かつ共存するＣｕ合金相の強度を顕著に改善する元素である。また、ＰｂはＭｏ中へは殆ど固溶しないが液相ＰｂはＭｏを顕著に固溶させることから、ＰｂもＭｏの焼結性を促進するものであるといえる（この特性は後述するＭｏ−Ｃｕ合金系焼結体の焼結実験において確認されている）。

また、前記焼結摺動材料において、ＴｉとＰｂの共存によって濡れ性が改善されることは前述の通りであるが、さらにＴｉとＰｂを共存させることはＰｂを均一に分散させる上で極めて効果的である。このようにして摺動材料中にＰｂが均一に分散されると、摺動面におけるＰｂ欠乏層の発生を防止することができ、Ｐｂ化合物が具備する固体潤滑性能を良好に発現させることができる（本出願人の先願に係る特開平１１−２１７６３７号公報参照）。したがって、本実施形態によれば、例えばターボチャージャ装置における高速摺動面部位に配されて好適な摺動材料を得ることができる。また、Ｐｂの均一分散性の改善、Ｐｂ系化合物の形成という観点からすれば、Ｔｉ以外にＭｇ，Ｃａ，Ｂａ，Ｚｒ，Ｌａ，Ｌｉ，Ｓｅ，Ｓｍ，Ｔｅの１種以上が０．５〜１０重量％含有されるのが好ましい（同公報参照）。

さらに、前記焼結摺動材料において、摺動面でのサルファーアタックを改善する観点から、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体中には、０．５〜５重量％のＡｌ、１〜５重量％のＮｉ、１〜１５重量％のＺｎ、０．５〜２重量％のＳｉのうち１種以上が含有されていることが好ましく、特にＡｌ，Ｎｉを添加することは当該青銅合金−Ｍｏ系焼結体の強度改善の点からも好ましい。また、高密度な青銅合金−Ｍｏ系焼結体とするための焼結途中においてたびたび生じる発泡現象や発汗現象を防止するために、当該青銅合金−Ｍｏ系焼結体には、Ｔｉ，Ａｌ，Ｓｉ，Ｐ，Ｆｅのうちの１種以上を０．１〜２重量％の範囲内で添加しておくことが好ましい。

なお、前記焼結摺動材料において、前述列挙の合金元素の添加方法については、各合金元素の素金属粉末または母合金、金属間化合物の形態で添加される。また、例えばターボチャージャ装置における浮動ブッシュの一構成材として好適に用いられる銅系摺動材料において、前述の特許文献７および特許文献８に記載される材料中のＰｂ添加量から推察すると、１．５〜１５重量％のＰｂ相が分散析出していることが分かる。このことから、本発明においてＰｂ添加量は１．５〜１５重量％が好ましいこととした。また、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体中の銅合金相には、従来の鉛青銅、燐青銅、Ａｌ青銅などの青銅系または各種黄銅系の摺動材料で用いられるＳｎ，Ｐｂ，Ｚｎ，Ａｌ，Ｓｉ，Ｐ，Ｆｅ，Ｂｅ，Ａｇ，Ｍｎ，Ｃｒ等の元素のいずれかが通常の範囲で含有されても良い。

ところで、（Ａ）例えば粒径１０μｍ以下のＭｏ金属粉末を５〜７５重量％Ｍｏとなるように青銅粉末と混合して焼結すると、Ｍｏ粒子が凝集したＭｏ相と青銅合金相とからなる組織構造となり、摺動特性が十分発揮されない場合がある、また（Ｂ）一般に青銅合金の焼結性を阻害する硬質粒子を焼結原料中に多量に添加して焼結を行うと、顕著な焼結阻害が引き起こされる場合がある。

これら（Ａ）（Ｂ）のような不具合を防止するために、本実施形態による焼結摺動材料は、Ｍｏ粉末成形体の焼結とともに青銅合金系溶浸剤が溶浸されて形成され、かつＭｏが３５〜７５重量％含有する青銅合金−Ｍｏ系焼結体からなるものである。

上記焼結摺動部材料によれば、焼結体中に青銅合金相が分散される組織構造となり摺動特性が発揮され、さらに焼結性の阻害を回避することができる。

なおここで、前記溶浸の工程においては、Ｍｏ成形体を一旦９００〜１２５０℃の温度範囲で焼結し、得られたＭｏ焼結体に対して別工程で青銅合金系溶浸剤を溶浸するようにしても良い。また、上記焼結摺動部材料において、Ｍｏ成形体を構成するＭｏ粉末の平均粒径を小さくすればするほど組織的均一性が顕著に増大する。例えば平均粒径が０．８μｍのＭｏ粉末粒子で構成されるＭｏ成形体を焼結するとともに当該Ｍｏ成形体に対して青銅合金系溶浸剤を溶浸すると、得られた焼結体は１μｍ以下の微細な青銅合金相が分散される組織構造となる。これによって硬さおよび強度が顕著に改善される。

ところで、より良い耐焼付き性を実現するために添加される固体潤滑剤を焼結体中に多量に分散させると、顕著な強度劣化が引き起こされる場合がある。

このような不具合を防止するために、本実施形態による焼結摺動材料において、前記Ｍｏ粉末成形体には、５〜６０体積％の黒鉛，ＣａＦ_２等の固体潤滑剤および硬質粒子分散材の少なくとも一方が予め混合されているのが好ましい。この焼結摺動材料において、自己潤滑性を高める固体潤滑剤を含有させる場合、軟質な固体潤滑剤の粒子径はＭｏ粉末の粒子径の５倍程度に調整して、焼結後の固体潤滑剤への応力集中を軽減しその強度改善を図ることが好ましい。このため、Ｍｏ成形体を、平均粒径が１０μｍ以下のＭｏ粉末で構成し、さらに固体潤滑剤の平均粒径を３０μｍ以上とすることが好ましい。また、固体潤滑剤による自己潤滑性が５体積％以上で確認され始めるが、より十分な自己潤滑性を得るためには１０体積％以上であることが好ましく、さらに６０体積％以上では強度劣化が問題になることから、上記焼結摺動材料においては固体潤滑剤の含有量を５〜６０体積％とした。

また、本実施形態による焼結摺動材料において、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体には、Ｍｏ相または青銅相より硬質な金属間化合物、炭化物、窒化物、酸化物及びフッ化物からなる群から選ばれる１種以上からなる硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で分散されていることが好ましい。前記金属間化合物は、ＭｏＮｉ系、ＭｏＦｅ系、ＭｏＣｏ系、ＦｅＡｌ系、ＮｉＡｌ系、ＮｉＴｉ系、ＴｉＡｌ系、ＣｏＡｌ系、ＣｏＴｉ系等からなる群から選ばれた少なくとも一の金属間化合物であり、前記炭化物はＴｉＣ，ＷＣ等からなる群から選ばれた少なくとも一つであり、前記窒化物はＴｉＮ、ＣｒＮ、Ｓｉ_３Ｎ_４等からなる群から選ばれた少なくとも一つであり、前記酸化物はＮｉＯ，Ｃｕ_２Ｏ，ＣｏＯ，ＴｉＯ_２，ＳｉＯ_２，Ａｌ_２Ｏ_３等からなる群から選ばれた少なくとも一つであり、前記フッ化物はＣａＦ_２等であることが好ましい。これにより、耐摩耗性を更に改善することができる。なおここで、摺動相手材料に対するアタック性を考慮する必要がある場合には、前記硬質粒子の分散を５体積％以下に留めるのが良い。さらに、焼結体中に分散される前記硬質粒子としてはＭｏ粒子径よりも大きいものを選択して、Ｍｏ粒子間の焼結性を阻害しないようにすることが好ましい。

また、本実施形態による焼結摺動材料において、前記Ｍｏの含有量を３５〜６５重量％の範囲で調整することにより、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体の熱膨張係数が１．１〜１．５×１０^−５にされているのが好ましい。例えば、支持体に形成された軸受面とタービンの軸部との間に浮動ブッシュが介挿されてなるターボチャージャ装置においては、タービンの軸部と浮動ブッシュとの間のクリアランス、および浮動ブッシュと支持体との間のクリアランスがそれぞれ厳重に管理されて、高速回転時の潤滑油による流体潤滑性が確保されるようにされている。一般に鋼製であるタービンの軸部や鋳鉄製の支持体との熱膨張差（鋼、鋳鉄の熱膨張係数；１．１〜１．５×１０^−５）による浮動ブッシュとのクリアランス量が大きく変化しないようにすることが、摺動抵抗性を増して焼付き等の不具合を未然に防ぐことになる。
本実施形態によれば、Ｍｏの含有量を３５〜６５重量％の範囲で調整することにより、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体の熱膨張係数が１．１〜１．５×１０^−５にされているので、例えば前記浮動ブッシュの構成材料として、または同浮動ブッシュの摺動面部位に配される摺動材料として用いられて好適な焼結摺動材料を得ることができる。

以上、説明したように、本実施形態によれば、前記センタハウジング１０５に形成された軸受面に摺接する浮動ブッシュ１０６の外周面、および前記タービンシャフト１０２に摺接する浮動ブッシュ１０６の内周面に、それぞれ本発明に係る焼結摺動材料１０７が固定されることで形成される摺動面部が配されているので、耐焼付き性、耐摩耗性に優れたターボチャージャ装置１０１を得ることができる。しかも、従来のＰｂを含有してなる浮動ブッシュにおいて問題とされていた、Ｐｂの欠乏およびＣｕＳの堆積によって引き起こされる潤滑能力の低下や、環境悪化の問題を招くようなことがないという利点がある。

なお、本実施形態のターボチャージャ装置１においては、タービンシャフト１０２と浮動ブッシュ１０６との間のクリアランス、および浮動ブッシュ１０６とセンタハウジング１０５との間のクリアランスがそれぞれ厳重に管理されて、高速回転時の潤滑油による流体潤滑性が確保されるようにされている。一般に鋼製であるタービンシャフト１０２や鋳鉄製のセンタハウジング１０５との熱膨張差による浮動ブッシュ１０６とのクリアランス量が大きく変化しないようにすることが、摺動抵抗性を減じて焼付き等の不具合を未然に防ぐことになる。したがって、本実施形態における浮動ブッシュ１０６の基材材料としては、熱膨張係数が１．１〜１．５×１０^−５の鋼、鋳鉄、Ｆｅ系焼結材料であることが経済的な観点からも好ましい。ここで特に、浮動ブッシュ６の基材材料として潤滑油を含有できる多孔質Ｆｅ基合金系焼結材料を採用すると、稼動初期において潤滑油が十分に供給されない状態での凝着を確実に防止することができるという利点がある。

また、前記浮動ブッシュ１０６の内周面に前記焼結摺動材料１０７を固定するのが困難である場合には、図１８（ｂ）に示されるように、前記センタハウジング１０５に形成された軸受面に摺接する浮動ブッシュ１０６’の外周面、および浮動ブッシュ１０６’の内周面に摺接するタービンシャフト１０２’の外周面に、それぞれ本発明に係る焼結摺動材料１０７’を固定することで形成される摺動面部を配するようにするのが良い。このようにしても、本実施形態と同様の作用効果を得ることができる。

また、本実施形態の浮動ブッシュ１０６（１０６’）およびタービンシャフト１０２（１０２’）における各基材への前記焼結摺動材料１０７（１０７’）の固定の手段としては、かしめ、圧入、嵌合、クリンチ、焼結接合、溶浸接合、接着、ボルト締め、ろう付け等が挙げられるが、固定の接合強度的な観点からすると、焼結接合、溶浸接合、ろう付けが好ましい。

また、前記焼結摺動材料１０７（１０７’）の歩留りを高めるためと、潤滑油による流体潤滑性を高める経常的対策として、円筒状に成形される前記焼結摺動材料１０７（１０７’）に所要の丸孔やスリットを形成し（図１９参照）、この丸孔やスリットが形成された焼結摺動材料１０７Ａ，１０７Ｂを、摺動面部に配するように前記浮動ブッシュ１０６（１０６’）およびタービンシャフト１０２（１０２’）の各基材に固定するのが好ましい。

また、前記各焼結摺動材料１０７（１０７’）を作製する際に成形されるＭｏを主体とした薄肉円筒状の成形体を製造する方法としては、微細なＭｏ粉末を原料とすることから（後の実施例にて詳述する）、原料粉末に有機系潤滑剤をその原料粉末に対して２〜８重量％を添加してなる造粒粉末をプレス成形する方法、有機系潤滑剤を原料粉末に対して６〜１２重量％添加した混練原料を射出成形もしくは押出し成形する方法、液体媒体にＭｏ粉末を分散させて成形する混漿法などが好適な例として挙げられる。

また、前記焼結摺動材料１０７（１０７’）において、耐凝着性としてはＭｏ金属相を主体とした、Ｍｏを主体とする合金相であっても良い。また、Ｍｏとほぼ同様の機能を発揮すると予想されるＷ金属相についても適用できる。

また、耐凝着性に優れた硬質粒子を０．１〜５重量％の範囲で前記焼結摺動材料１０７（１０７’）に分散させれば、当該焼結摺動材料１０７（１０７’）の耐摩耗性が顕著に向上する。したがって、前記焼結摺動材料１０７（１０７’）に、ＴｉＮ，ＣｒＮ，ＴｉＣ，ＷＣ等のような窒化物、炭化物、炭窒化物、その他のＳｉＯ_２，Ａｌ_２Ｏ_３，ＴｉＯ_２等からなる熱衝撃性の高い酸化物、複合酸化物やＦｅ_３Ｐ等の燐化物、ＮｉＡｌ，Ｆｅ_３Ａｌ，ＴｉＡｌ，ＦｅＣｏ，ＭｏＦｅ，Ｆｅ_２Ｔｉ系等の金属間化合物などが含有されるのが好ましい。

また、本実施形態による摺動部材は、すべり軸受機能が付与された焼結摺動体を有する摺動部材であって、
前記焼結摺動体は、ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、ＦｅおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、Ｐｂ，Ｓｎ，Ｂｉ，ＺｎおよびＳｂからなる群から選ばれる１種以上が主体となり、融点が４５０℃以下に調整された低融点金属もしくはその合金が充填されているものであっても良い。

また、本発明に係る摺動部材は、すべり軸受機能が付与された焼結摺動体を有する摺動部材であって、
前記焼結摺動体は、Ｍｏが５〜７５重量％含有し、Ｓｎが５〜２０重量％含有する青銅合金相からなり、かつ相対密度が９０％以上の青銅合金−Ｍｏ系焼結体からなるものであっても良い。

また、本発明に係る摺動部材は、すべり軸受機能が付与された焼結摺動体を有する摺動部材であって、
前記焼結摺動体は、Ｍｏ粉末成形体の焼結とともに青銅合金系溶浸剤が溶浸されて形成され、かつＭｏが３５〜７５重量％含有する青銅合金−Ｍｏ系焼結体からなるものであっても良い。

上記それぞれの摺動部材によれば、高速・高温摺動および高面圧・高速摺動下で使用されるすべり軸受として用いられて好適な摺動部材を得ることができる。

また、本実施形態による摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された焼結摺動体とを備えた摺動部材であって、
前記焼結摺動体は、ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、ＦｅおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、Ｐｂ，Ｓｎ，Ｂｉ，ＺｎおよびＳｂからなる群から選ばれる１種以上が主体となり、融点が４５０℃以下に調整された低融点金属もしくはその合金が充填されているものであっても良い。

また、本実施形態による摺動部材において、前記多孔質焼結体には、Ｍｏ相または青銅相より硬質な金属間化合物、炭化物、窒化物、酸化物及びフッ化物からなる群から選ばれる１種以上からなる硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で分散されていることが好ましい。また、前記金属間化合物はＭｏＮｉ系、ＭｏＦｅ系、ＭｏＣｏ系、ＦｅＡｌ系、ＮｉＡｌ系、ＮｉＴｉ系、ＴｉＡｌ系、ＣｏＡｌ系、及びＣｏＴｉ系からなる群から選ばれた少なくとも一の金属間化合物であり、前記窒化物はＴｉＮ、ＣｒＮおよびＳｉ_３Ｎ_４からなる群から選ばれた少なくとも一つであり、前記酸化物は、ＮｉＯ，Ｃｕ_２Ｏ，ＣｏＯ，ＴｉＯ_２，ＳｉＯ_２，ＡｌＯ_３からなる群から選ばれた少なくとも一つであることが好ましい。またさらに、相手材料に対するアタック性を考慮して、ビッカース硬さＨｖが１０００を越える硬質粒子の粒径は、１０μｍ以下、好ましくは５μｍ以下に調整することとした。

また、本実施形態による摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された焼結摺動体とを備えた摺動部材であって、
前記焼結摺動体は、Ｍｏが５〜７５重量％含有し、Ｓｎが５〜２０重量％含有する青銅合金相からなり、かつ相対密度が９０％以上の青銅合金−Ｍｏ系焼結体からなるものであっても良い。

また、本実施形態による摺動部材において、前記青銅合金相には、０．２〜５重量％のＴｉ、０．２〜１４重量％のＡｌ、０．２〜１５重量％のＰｂ、０．１〜１．５重量％のＰ、０．１〜１０重量％のＮｉ、０．１〜５重量％のＣｏ、０．１〜１０重量％のＭｎおよび０．１〜３重量％のＳｉからなる群から選ばれる１種以上が含有されていることが好ましい。さらに、耐サルファーアタック性を改善する場合、１〜５重量％のＮｉ、０．５〜５重量％のＡｌ、１〜１０重量％のＺｎのうち１種以上が含有されていることが好ましい。

また、本実施形態による摺動部材は、裏金と、該裏金上に固定された焼結摺動体とを備えた摺動部材であって、
前記焼結摺動体は、Ｍｏ粉末成形体の焼結とともに青銅合金系溶浸剤が溶浸されて形成され、かつＭｏが３５〜７５重量％含有する青銅合金−Ｍｏ系焼結体からなるものであっても良い。

また、本実施形態による摺動部材において、前記Ｍｏ粉末成形体には、５〜６０体積％の固体潤滑剤および硬質粒子分散材の少なくとも一方が混合されていることも可能である。

また、本実施形態による摺動部材において、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体には、Ｍｏ相および青銅相より硬質な金属間化合物、炭化物、窒化物、酸化物およびフッ化物からなる群から選ばれる１種以上からなる硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で分散されていることも可能である。また、前記金属間化合物は、ＭｏＮｉ系、ＭｏＦｅ系、ＭｏＣｏ系、ＦｅＡｌ系、ＮｉＡｌ系、ＮｉＴｉ系、ＴｉＡｌ系、ＣｏＡｌ系、ＣｏＴｉ系からなる群から選ばれる１種以上であり、前記窒化物はＴｉＮ，ＣｒＮ，Ｓｉ_３Ｎ_４からなる群から選ばれる１種以上であり、前記酸化物は、ＮｉＯ，Ｃｕ_２Ｏ，ＣｏＯ，ＴｉＯ_２，ＳｉＯ_２，Ａｌ_２Ｏ_３からなる群から選ばれる１種以上であることが好ましい。

また、本実施形態による摺動部材においては、前記Ｍｏの含有量を３５〜６５重量％の範囲で調整することにより、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体の熱膨張係数が１．１〜１．５×１０^−５にされていることが好ましい。

上記それぞれの摺動部材によれば、裏金によって剛性が確保されるので、当該裏金に固定される焼結摺動体は所期の摺動性能を発揮させるに必要な分だけで済むことになり所望の摺動性能を確保しつつ低コスト化を図ることが可能になる。

また、本実施形態による摺動部材において、前記裏金は、熱膨張係数が１．１〜１．５×１０^−５の範囲にある鋼製、鋳鉄製もしくはＡｌ−Ｓｉ系合金製のものであることも可能である。このような裏金とすることにより、例えば前述のターボチャージャ装置における浮動ブッシュとして用いられて好適な摺動部材とすることができる。

また、本実施形態による摺動部材において、前記焼結摺動体は、焼結接合、焼結溶浸接合、ろう付け、かしめ、嵌合、圧入、接着、ボルト締結およびクリンチ結合のうちのいずれかにより前記裏金に固定されることが可能である。

ところで、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体においてはＣｕ合金の液相焼結過程において高密度化が図られていることから、裏金に対して前記焼結摺動体を焼結接合することで、両者を極めて簡便に固定することができる。また、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体に少なくともＴｉが含有されることによって、顕著に焼結接合性が高められるので、裏金材として安価な黒鉛が分散した鋳鉄を利用することができる。さらに、例えば、鋼や鋳鉄製の円筒状裏金内周面に前記焼結摺動材料を焼結接合する場合においては、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体に当該青銅合金−Ｍｏ系焼結体を膨張させるＡｌおよびＳｉの少なくとも一方を添加することが好ましく、同時に最終焼結温度においてはその焼結体が高密度になるようにＴｉ，Ｎｉ，Ｓｎ等の添加量を調整することがより好ましい（本出願人の先願に係る特開平１０−１９６５５２号公報参照）。

そこで、本実施形態による摺動部材において、前記焼結摺動体は前記裏金に焼結接合により固定され、当該焼結摺動体に係る青銅合金相には、０．５重量％以上のＴｉおよびＡｌの少なくとも一方が含有されているのが好ましい。

また、本実施形態による摺動部品は、ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、ＦｅおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、Ｐｂ，Ｓｎ，Ｂｉ，ＺｎおよびＳｂからなる群から選ばれる１種以上が主体となり、融点が４５０℃以下に調整された低融点金属もしくはその合金が充填されている焼結摺動材料で形成された摺動面を有するものであっても良い。

また、本実施形態による摺動部品において、前記多孔質焼結体には、Ｍｏ相または青銅相より硬質な金属間化合物、炭化物、窒化物、酸化物及びフッ化物からなる群から選ばれる１種以上からなる硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で分散されていることも可能である。また、前記金属間化合物はＭｏＮｉ系、ＭｏＦｅ系、ＭｏＣｏ系、ＦｅＡｌ系、ＮｉＡｌ系、ＮｉＴｉ系、ＴｉＡｌ系、ＣｏＡｌ系、及びＣｏＴｉ系からなる群から選ばれる１種以上の金属間化合物であり、前記窒化物はＴｉＮ、ＣｒＮおよびＳｉ_３Ｎ_４からなる群から選ばれる１種以上であり、前記酸化物は、ＮｉＯ，Ｃｕ_２Ｏ，ＣｏＯ，ＴｉＯ_２，ＳｉＯ_２，Ａｌ_２Ｏ_３からなる群から選ばれる１種以上であることが好ましい。

本実施形態による摺動部品は、Ｍｏが５〜７５重量％含有し、Ｓｎが５〜２０重量％含有する青銅合金相からなり、かつ相対密度が９０％以上の青銅合金−Ｍｏ系焼結体からなる焼結摺動材料で形成された摺動面を有することを特徴とする。

また、本実施形態による摺動部品において、前記青銅合金相には、０．２〜５重量％のＴｉ、０．２〜１４重量％のＡｌ、０．２〜１５重量％のＰｂ、０．１〜１．５重量％のＰ、０．１〜１０重量％のＮｉ、０．１〜５重量％のＣｏ、０．１〜１０重量％のＭｎおよび０．１〜３重量％のＳｉからなる群から選ばれる１種以上が含有されていることが好ましい。

また、本実施形態による摺動部品は、Ｍｏ粉末成形体の焼結とともに青銅合金系溶浸剤が溶浸されて形成され、かつＭｏが３５〜７５重量％含有する青銅合金−Ｍｏ系焼結体からなる焼結摺動材料で形成された摺動面を有するものであっても良い。

また、本実施形態による摺動部品において、前記Ｍｏ粉末成形体には、５〜６０体積％の固体潤滑剤および硬質粒子分散材の少なくとも一方が混合されていることも可能である。

また、本実施形態による摺動部品において、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体には、Ｍｏ相および青銅相より硬質な金属間化合物、炭化物、窒化物、酸化物およびフッ化物からなる群から選ばれる１種以上からなる硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で分散されていることも可能である。また、前記金属間化合物は、ＭｏＮｉ系、ＭｏＦｅ系、ＭｏＣｏ系、ＦｅＡｌ系、ＮｉＡｌ系、ＮｉＴｉ系、ＴｉＡｌ系、ＣｏＡｌ系、ＣｏＴｉ系からなる群から選ばれる１種以上であり、前記窒化物はＴｉＮ，ＣｒＮ，Ｓｉ_３Ｎ_４からなる群から選ばれる１種以上であり、前記酸化物は、ＮｉＯ，Ｃｕ_２Ｏ，ＣｏＯ，ＴｉＯ_２，ＳｉＯ_２，Ａｌ_２Ｏ_３からなる群から選ばれる１種以上であることが好ましい。

また、本実施形態による摺動部品においては、前記Ｍｏの含有量を３５〜６５重量％の範囲で調整することにより、前記青銅合金−Ｍｏ系焼結体の熱膨張係数が１．１〜１．５×１０^−５にされていることが好ましい。

上記それぞれの摺動部品によれば、高面圧・高速摺動下においても摺動時の馴染み性に優れて良好な耐焼付き性、耐摩耗性を示す摺動部品を提供することができる。

また、本実施形態による摺動部品は、上述した摺動部品であって、ターボチャージャ装置に用いられる浮動ブッシュ、タービンのいずれかからなるものであっても良い。

また、本実施形態によるターボチャージャ装置は、上述した摺動部品が少なくとも１つまたは本実施形態の摺動部材が組み込まれてなるものであっても良い。

本実施形態によれば、耐焼付き性、耐摩耗性に優れたターボチャージャ装置を得ることができる。

（第４の実施形態）
図２０は、本発明の第４の実施形態に係る斜板式油圧ピストンポンプの要部構造を説明する図である。

本実施形態に係る斜板式油圧ピストンポンプ１１１においては、ドライブシャフト１１２とシリンダブロック１１３とが同軸上に配置され、シリンダブロック１１３と共に回転するピストン１１４の一端部に嵌め込まれる球状頭部を有してなるピストンシュー１１５を、ドライブシャフト１１２に対して傾斜配置されるロッカカム１１６に対して摺動させることにより、ピストン１１４をシリンダブロック１１３内で往復運動させ、これによりバルブプレート１１７の吸入ポート１１７ａを介して吸い込まれた油を高圧にしてそのバルブプレート１１７の吐出ポート１１７ｂから吐出するように構成されている。なお、ロッカカム１１６の傾斜は、クレードル１１８との摺動面に沿った回転により変更され、吐出油量の調整に用いられる。

ところで、この斜板式油圧ピストンポンプ１１１の高出力化で不可欠なことは、油圧の高圧化と高流量化であって、ピストンシュー１１５とロッカカム１１６との摺動性の改善、並びにロッカカム１１６とピストン１１４との傾斜角度を大きくとることによって高圧油の吐出量を多くすることが重要である。そこで、本実施形態のピストンシュー１１５においては、図２１（ａ）および（ｂ）に示されるように、本発明に係る焼結材料１１９を当該ピストンシュー１１５の基材に固定することで形成される摺動面部Ｈを設けるようにされている。これにより、当該斜板式油圧ピストンポンプ１１１の高出力化が可能になる。なお、参照符号１１５ａ（１２０ａ）で示されるのは、油供給路であり、参照符号１１５ｂ（１２０ｂ）で示されるのは、油潤滑溝である。

なお、本実施形態の斜板式油圧ピストンポンプ１１１とは型式が異なるラジアル式油圧ピストンポンプ（図示省略）においても、そのピストンシュー１２０の摺動面部Ｈ’（図２１（ｃ）参照）、またはそのピストンシュー１２０の摺動相手であるカムリング（図示省略）の摺動面部、その他シリンダブロックとピントルの摺動面部に、本実施形態と同様に本発明に係る焼結摺動材料を配することで、当該ラジアル式油圧ピストンポンプの高出力化を図ることができる。また、図示による詳細説明は省略するが、本実施形態の斜板式油圧ピストンポンプ１１１およびラジアル式油圧ポンプのそれぞれとその基本構成を一にする斜板式油圧ピストンモータおよびラジアル式油圧ピストンモータにおいても、本発明の主旨に沿えば、本実施形態と同様の作用効果を得ることができるといえる。

また、本実施形態においては、ピストンシュー１１５が、当該ピストンシュー１１５の基材に本発明に係る焼結材料１１９が焼結接合または溶浸接合によって固定されてなるものを示したが、これに限られず、図２２に示すように、ピストンシューの基材に本発明に係る焼結材料１１９’’が圧入・嵌合によって固定されてなるピストンシュー１１５’のような態様であっても良い。

（第５の実施形態）
図２３（ａ）は、本発明の第３の実施形態に係る斜軸式油圧ピストンポンプの要部構造を説明する図であり、図２３（ｂ）は、図２３（ａ）におけるＱ部拡大図である。

本実施形態に係る斜軸式油圧ピストンポンプ１２１においては、ドライブシャフト１２２に対しシリンダブロック１２３が傾斜して配置され、そのドライブシャフト１２２の駆動にて、当該ドライブシャフト１２２の円板状端部１２２ａに形成された球面凹部と嵌合する球状頭部を一端部に具備してなるピストンロッド１２４、およびそのピストンロッド１２４と嵌め合い係合するピストン１２５を介してシリンダブロック１２３を、センタシャフト１２６の軸心Ｓを中心に回転させることにより、ピストン１２５をシリンダブロック１２３内で往復運動させ、これによりバルブプレート１２７の吸入ポート１２７ａを介して吸い込まれた油を高圧にしてそのバルブプレート１２７の吐出ポート１２７ｂから吐出するように構成されている。

ところで、前記ピストンロッド１２４およびセンタシャフト１２６のそれぞれにおける球状頭部の球面部位での摺動速度は、０．１ｍ／ｓｅｃ以下と極めて遅く、その摺動面での潤滑状態が境界潤滑になりやすいために、従来は異音の発生が起こりやすい問題があった。そこで、本実施形態においては、ピストンロッド１２４およびセンタシャフト１２６のそれぞれにおける球状頭部の球面部位に、本発明に係る焼結摺動材料１２８を焼結接合または溶浸接合することによって形成される摺動面部を配するようにされている（図２３（ｂ）参照）。これにより、従来問題となっていた異音の発生を未然に防ぐことが可能になる。なお、ドライブシャフト１２２の円板状端部１２２ａにおける球面凹部の球面部位に、前記焼結摺動材料１２８を配することによっても、本実施形態と同様に異音の発生を未然に防ぐことができる。

本実施形態に係る摺動部品は、上述した摺動部品であって、油圧ピストンポンプまたは油圧ピストンモータ装置に用いられるシリンダブロック、バルブプレート、ロッカカム、クレードル、ピストン、ピストンシュー、カムリング、ピントル、ピストンロッド、およびドライブシャフトのうちのいずれかからなるものであっても良い。

本実施形態によれば、高面圧・高速摺動下においても摺動時の馴染み性に優れて良好な耐焼付き性、耐摩耗性を示す摺動部品を提供することができる。

また、本実施形態に係る油圧ピストンポンプまたは油圧ピストンモータ装置は、前記摺動部品が少なくとも１つまたは本実施形態の摺動部材が組み込まれてなるものであっても良い。

本実施形態によれば、当該油圧ピストンポンプまたは油圧ピストンモータ装置の高圧化、高速化およびコンパクト化を図ることができる。

次に、本発明の具体的な実施例について、図面を参照しつつ説明する。

（焼結摺動材料の製造法とその検証）
本実施例においては、Ｍｏ（１）粉末（平均粒径０．８μｍ）およびＭｏ（２）粉末（平均粒径４．７μｍ）のそれぞれに対して、３重量％のパラフィンワックスを配合して、内径が４６ｍｍ、高さが５０ｍｍの円筒形状に２ｔｏｎ／ｃｍ^２の加圧力で成形した。そして、得られた各成形体を、９５０〜１２５０℃で１ｈｒ焼結した後に、Ｎ_２ガスで冷却した。

ここで、基本となるＭｏ（１）粉末を主体とする成形体（成形体密度；４．６５ｇｒ／ｃｍ^３）は、９５０℃で既に顕著な収縮性を示してその焼結性が発現され、１１００℃、１１５０℃、１２００℃のそれぞれにおいてその焼結性はほぼ飽和するものの収縮率１４．６％の顕著な収縮性を示し、相対密度で７４％（気孔率４１％）にまで密度の向上が図られた。一方、Ｍｏ（２）粉末を主体とする成形体（成形体密度５．８２ｇｒ／ｃｍ^３）においては、焼結により収縮率４．５％の収縮性を示し、十分な焼結性が確保されることが分かった。

そして、Ｍｏ（１）粉末を主体とする成形体から作製された焼結体（以下、単に「Ｍｏ（１）焼結体」という。）、およびＭｏ（２）粉末を主体とする成形体から作製された焼結体（以下、単に「Ｍｏ（２）焼結体」という。）のいずれにおいても、相対密度が約６６〜７４％で、約２６〜３４体積％の気孔率を有する高強度な多孔質体となることが確認された。

ところで、従来のＣｕ系、Ｆｅ系焼結含油軸受の気孔は、主にＳｎやＣｕの流出孔を利用したものであることから、その気孔径が１０〜４０μｍ程度の粗大なものとなっている。このことは、摺動面での気孔の早期閉塞化を防止する上で有利に働くものの、一方においては、１）摺動面に作用する油圧の逃げを大きくして、境界潤滑下での潤滑油膜の形成を難しくする、２）摺動面における潤滑油のポンプ作用が小さくなるために、潤滑油が気孔から顕著に流出する、３）重力の影響によって潤滑油が摺動面に偏在するようになり、荷重が作用する方向によっては潤滑油不足による早期の焼付きが生じる恐れがある、などの問題を有している。

これに対し、本実施例の例えばＭｏ（１）焼結体においては、１１８５℃で焼結された当該Ｍｏ（１）焼結体の断面組織写真が示された図２４（ａ）および同焼結体の破断面組織写真が示された同図（ｂ）から明らかなように、平均サイズが０．３μｍ以下の微細な気孔がきめこまかに分散されているとともに、それら気孔が通じ合って構成されるスケルトン構造になっている。したがって、このＭｏ（１）焼結体によれば、浸透力が極めて大きくなるために、潤滑油等を多量に含油させることができるとともに、摺動中において当該焼結体からの潤滑油等の流出を極めて少なくすることができ、従来のＣｕ系、Ｆｅ系焼結含油軸受が有する先の問題を本質的に解決し得ることは極めて明らかであるといえる。さらに、当該Ｍｏ（１）焼結体中における銅合金相が極めて均一に分散されるので、組織的強度の高い焼結摺動材料を得ることができる。

また、従来、Ｍｏ粉末の焼結体は、水素気流中において２３００〜２５００℃で焼結されるのが一般的であり、またその時の成形密度は９．２〜９．５ｇｒ／ｃｍ３（相対密度；９０〜９３％、収縮率１７．５〜２０％）であり、しかもその後に施される熱間加工によって更に高密度化されているが、焼結温度が１１５０℃の予備焼結レベルでは殆ど焼結が進行せず、１３００℃の焼結温度において２〜４％程度の収縮率を示すという難焼結材料であった。

これに対し、本実施例では、０．０１〜１ｔｏｒｒレベルの真空焼結を実施して、原料の粉末表面に形成される低融点Ｍｏ酸化物〔例えば、ＭｏＯ_３（融点；７９５℃、沸点；１１５１℃）〕による液相を発生させて焼結を促進させるようにされている。このことを如実に表わす図２４（ｃ）の組織写真にて示されるように、低融点酸化物が液相化することで焼結が部分的にまとまって顕著に促進された痕跡が散見され、またこの焼結が顕著に促進された部位においては、冷却過程で部分的にクラックが発生していることがうかがえる。このことから、Ｍｏ金属粉末にＭｏＯ_３等の低融点Ｍｏ酸化物を積極的に添加することで液相焼結性を高め、また焼結温度を適宜高温度側に推移させることによりその低融点Ｍｏ酸化物を還元または同酸化物の酸素成分を揮発除去するで、高密度なＭｏ焼結体が得られ、また焼結時の酸素ポテンシャルを制御することによっても高密度化が図られる。

なお、前記低融点Ｍｏ酸化物の例として挙げたＭｏＯ_３に代えて、真空焼結にて容易に還元されるＮｉ，Ｆｅ，Ｃｕ，Ｃｏ，Ｓｎ等の酸化物（例えば、ＮｉＯ，ＣｏＯ，ＦｅＯ，ＣｕＯ等）を添加して、Ｍｏ金属粉末の焼結性を促進する酸素源とすることも好ましい。この際の酸化物の添加量は、従来の液相焼結が１０体積％で完全に緻密化されていることを勘案すれば、酸素添加量として０．１〜３．０重量％程度で十分である。

また、前記Ｍｏ（１）焼結体およびＭｏ（２）焼結体において、各焼結体のヤング率は、各焼結体に所定の割合で含有されている気孔の影響により、金属Ｍｏのヤング率３００００ｋｇｆ／ｍｍ^２の３０〜５０％程度にまで低減され、銅系溶製材料程度の当り性が実現されることが分かった。また、各焼結体の硬さ（１１５０℃焼結時）については、Ｍｏ（１）焼結体がＨｖ＝９２で、Ｍｏ（２）焼結体がＨｖ＝６６であり、摺動材料として馴染み性に優れた硬さに達することと、より組織的に微細なＭｏ（１）焼結体の方がＭｏ（２）よりも高硬度・高強度化されることが確認された。また、Ｍｏ（１）焼結体に比し硬度、強度がやや劣るＭｏ（２）焼結体であっても、その圧環強度が、一般的な含油軸受の圧環強度（１５ｋｇｆ／ｍｍ^２以上、引張強度約７ｋｇｆ／ｍｍ^２以上）を十分に達成することが確認された。したがって、これらＭｏ焼結体中の気孔に低融点合金を溶浸させることによって、ターボチャージャのような高速・高温摺動下での摺動面潤滑用低融点合金（Ｐｂ等）の供給性が確保され、かつ前記焼結気孔径が小さいことによる流体潤滑性が確保されやすい焼結摺動材料が提供でき、さらに、その低融点合金の溶浸性を改善するために、少なくともＰｂとＭｏとの親和性に優れたＴｉ，Ｍｇ，Ｔｅ，Ｃａ，Ｂａ，Ｓｅ，の１種以上およびＰｂへの固溶性に優れＭｏとの親和性に優れたＣｕ，Ｎｉ，Ｃｏ，Ａｌの１種以上の少なくとも一方が含有されていることが必要である。なお、溶浸方法としては、前記Ｍｏ焼結体上に前記低融点金属を配置して、４５０℃以上の真空、還元もしくは中性雰囲気中で加熱する方法であってもよいが、４５０℃以上の低融点合金液中に前記Ｍｏ焼結体を浸漬して、加圧溶浸させることが溶浸の確実性を確保する観点から好ましい。また、これら低融点合金材料の室温における強度が数ｋｇｆ／ｍｍ^２程度であることから、その焼結摺動材料の強化に寄与するといえる。

さらに、本実施例においては、Ｍｏ（１）粉末の成形体を１０００〜１２００℃で焼結する際に、Ｃｕ−１０重量％Ｓｎ（溶浸剤１）の成形体をそのＭｏ（１）粉末の成形体の上に配して焼結と同時に溶浸させる溶浸焼結法を行うことにより、通気孔がなくて高密度な青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体を製造した。また、Ｃｕ−２０重量％Ｓｎ（溶浸剤２）の成形体とＭｏ（１）粉末の成形体とから先の溶浸焼結法により青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体を製造した。さらに、溶浸剤１の成形体とＭｏ（２）粉末の成形体とを用いて青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体を、溶浸剤２の成形体とＭｏ（２）粉末の成形体とを用いて青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体を、それぞれ先の溶浸焼結法により製造した。なおここで、前記溶浸剤１および溶浸剤２の成形体は、いずれのものも所定の電解銅粉末（ＣＥ１５）、＃２５０メッシュ以下のＳｎアトマイズ粉末、および有機潤滑剤からなる混合粉末に対して４ｔｏｎ／ｃｍ^２の加圧力を作用させてＭｏ（１）およびＭｏ（２）粉末の成形体と同様に円筒形状で、かつ溶浸量を合わせるためにその高さ寸法を適宜調整するようにして成形されたものである。

そして、この溶浸焼結法を用いた青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体の製造方法によって、例えば、Ｍｏ（１）粉末の成形体においては、溶浸焼結前の成形体密度が４．６５ｇｒ／ｃｍ^２（相対密度；約４６％に相当）であったものが、溶浸剤２を用いた１１５０℃の溶浸焼結後に、その成形体密度が９．３１ｇｒ／ｃｍ^２にまで高められ、またその硬さがＨｖ３２５にまで硬化されることが確認された。

また、Ｍｏ（１）粉末の成形体と溶浸剤２とから製造された青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体の組織写真が示されている図２５（ａ）、およびＭｏ（２）粉末の成形体と溶浸剤２とから製造された青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体の組織写真が示されている同図（ｂ）から明らかなように、いずれの青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体においても、その組織中における気孔が殆ど無くなり、組織的強度が高められていることが分かる。また、より細粒のＭｏ（１）粉末（平均粒径０．８μｍ）が用いられてなる同図（ａ）の青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体は、そのＭｏ（１）粉末よりも粗いＭｏ（２）粉末（平均粒径４．７μｍ）が用いられてなる同図（ｂ）の青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体と比較して、極めて微細で均一な組織となっており、同図（ａ）に示される青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体の方が同図（ｂ）に示される青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体よりも高硬度、高強度で、かつ摺動特性に優れることが分かる。

また、Ｍｏ（１）粉末の成形体およびＭｏ（２）粉末の成形体のそれぞれに対して先の溶浸焼結法を施す場合の寸法収縮率を調べると、Ｍｏ（１）粉末の成形体に先の溶浸焼結法を施した場合には、１０００℃で１０％、１１５０℃で８．１％、１２００℃で７．３％の収縮率であるのに対して、Ｍｏ（２）の成形体に先の溶浸焼結法を施した場合には、３．７％以内の収縮率で収まることが分かった。そして、この収縮率の差が焼結体の骨格となるＭｏ金属粉末の焼結性に最も影響され、特にＳｎを多量に含有する青銅合金の溶浸焼結ではＳｎの蒸発との関係から１１５０℃以下の温度で実施するのが好ましいことが分かった。さらにまた、本実施例に係る溶浸焼結法が、Ｍｏ金属相を３５〜７０体積％含有し、その残部がＣｕまたはＣｕ合金相からなる高密度な焼結摺動材料を製造する方法として極めて好ましいことも分かった。

さらに、Ｍｏ金属粉末（Ｍｏ（１）粉末、Ｍｏ（２）粉末）に予め耐摩耗性を高める硬質粒子（例えば、ＴｉＣ，ＴｉＮ，ＴｉＣＮ，Ｗ，ＣｒＮ，フェロモリブデン（例えば５０〜７０重量％Ｍｏ−Ｆｅ），Ｓｉ_３Ｎ_４等）や固体潤滑剤（例えばＣａＦ_２，黒鉛等）を添加してなる粉末成形体に対して先の溶浸焼結法を施すことで、より高強度で潤滑性能に優れる無給脂焼結摺動材料を形成することができる。とりわけ、微細なＭｏ粉末を利用することにより、Ｍｏ粒子より大きくて軟質な固体潤滑剤を多量に添加した場合においても、高強度を担保しつつ摺動性能に優れた焼結摺動材料とすることができる（例えば、本出願人の既提案に係る特許３２１４８６２号公報参照）。このことから、例えば油圧ショベル等の作業機連結装置において、作業機連結ピンおよび軸受ブッシュのうちの少なくとも１種を、固体潤滑剤を含有するＭｏ系またはＭｏ−Ｃｕ（Ｃｕ合金）系の焼結摺動材料が固定されてなるものとすることにより、当該作業機連結装置を、長期間の給脂間隔もしくは給脂無しで使用可能な連結装置とすることができる。なおここで、固体潤滑剤の好ましい大きさがＭｏ粉末径の約３倍以上、より好ましくは５倍以上であることは、図２４（ａ）（ｂ）の模式図に示される幾何学的な関係から導き出せる。

さらに、本実施例では、電解Ｃｕ粉末（ＣＥ１５、福田金属社製）と前記Ｍｏ（２），Ｓｎ、ＴｉＨ，Ｐｂ粉末および＃３５０メッシュ以下のＦｅ２７重量％Ｐを用いて表５の組成となるようにＭｏが重量％で０，３，５，１０，１５，２５重量％となるように配合し、成形後、８５０〜９５０℃で焼結し、その液相焼結性を調査した。なおここで、ＴｉＨ，Ｐｂ，Ｆｅ２７Ｐは、Ｍｏ粉末との濡れ性を改善するために添加されるものである。

その結果、表５の右欄に記載するように、濡れ性の改善によって多量のＭｏ粒子が分散した状態においてもより高密度な青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体が得られることが分かった。また、図２６（ａ）および同図（ｂ）は、それぞれ表５中のＮｏ．Ｂ４およびＮｏ．Ｂ６の焼結体の焼結組織を表わしたものであって、いずれの場合においても極めて高密度に焼結化しており、またＴｉ，Ｐｂを添加して液相焼結時の濡れ性を改善したこのＮｏ．Ｂ４，Ｎｏ．Ｂ６の焼結体においては、焼結温度を８６５℃に調整することによって焼結密度（焼結体中の気孔率）を十分に高めることができ、またそれらの焼結体の硬さがＨｖ１２０，Ｈｖ１４５であり、高面圧下の摺動材料として十分な圧環強度、引張強度が得られることが分かった。そして、これら摺動材料は、油潤滑下での高速、軽負荷な摺動条件で用いられる摺動材料としても好適である。

（定速摩擦摩耗試験）
本実施例では、図２７に示される定速摩擦摩耗試験機を用いて、先の実施例で製作した青銅合金−Ｍｏ系溶浸焼結体の限界耐焼付き面圧もしくは異常摩耗発生面圧を調査した。また、Ｍｏ（２）焼結体にＰｂ−１重量％Ｔｉ，Ｂｉ−４重量％Ｎｉを７００℃で溶浸させた摺動材料（Ｃ），（Ｄ）、Ｍｏ（１）成形体およびＭｏ（２）成形体のそれぞれに対してＣｕ−２０重量％Ｓｎ合金を溶浸させた摺動材料（Ｅ），（Ｆ）と黒鉛を０．１〜０．３ｍｍ径の水ガラスで造粒した黒鉛をＭｏ（２）マトリックスに対して５重量％（約３０体積％）分散させＣｕ−２０重量％Ｓｎ合金を溶浸させた摺動材料ブッシュ（Ｇ）についても実験に供した。さらに、比較材料としては、１５重量％Ｐｂを含有する鉛青銅溶製摺動材料と、特殊高力黄銅（ＰＣ３１）と、試験片摺動面にＭｏ金属をプラズマ溶射したもの（気孔率約１０％）を準備した。なお、摺動試験条件は、ＳＣＭ４１５に浸炭焼入れ焼戻し処理を施し、表面硬さがＨＲＣ６０、表面粗さが３μｍ以下になるように調整した回転円盤を回転させながら、６０℃に過熱した＃１０エンジン油を摺動試験片前面に５ｃｍ^３／ｍｉｎで滴下潤滑しながら、摩擦係数とそのときの摩耗量を計測するが、所定の面圧で２ｍｉｎ間の異常が無い場合には、面圧を５０ｋｇｆ／ｃｍ^２単位で昇圧する操作を繰り返して、限界耐焼付き面圧もしくは異常摩耗発生限界面圧を調査した。

その結果を表５の右欄にまとめて示した。明らかにＭｏが５重量％以上の添加量とともに限界焼付き面圧が急激に改善され、Ｍｏ金属相の下限添加量が５重量％で、より好ましくは１０重量％であり、その改善効果は、Ｆ供試材（７０重量％Ｍｏ相当）で飽和し、Ｍｏ金属の優れた限界焼付き面圧に近づくことと経済的な観点からＭｏ上限添加量を７０重量％とすることが好ましいことが分かる（Ｍｏは最大９０重量％まで添加可能）。

尚、本発明は上記実施形態及び上記実施例に限定されず、本発明の主旨を逸脱しない範囲内で種々変更して実施することが可能である。

［図１］（ａ）は、本発明の第１の実施形態に係る油圧ショベルの全体を示す斜視図であり、（ｂ）は、バケット連結部を説明する分解斜視図である。
［図２］本発明の第１の実施形態に係るバケット連結装置の概略構造を説明する断面図である。
［図３］（ａ）は、作業機ブッシュの構造を説明する断面図であり、（ｂ）は、スラスト軸受の構造を説明する断面図である。
［図４］本発明の第２の実施形態に係るバケット連結装置の概略構造を説明する断面図である。
［図５］作業機連結ピンの他の態様例を表わす図である。
［図６］（ａ）〜（ｄ’）は、第１の実施形態における作業機ブッシュの他の態様例を表わす構造を説明する図である。
［図７］各種乾式複層軸受摺動部材の製造工程を表わす図である。
［図８］成形体、焼結体中における固体潤滑剤粒子とＭｏ粉末の状態を表わす模式図であって、Ｍｏ粉末粒径と固体潤滑剤の大きさとの関係を表わす図である。
［図９］（ａ）は、履帯アッセンブリの概略構造を説明する図であり、（ｂ）は、イコライザ機構を説明する模式図である。
［図１０］（ａ）は、サスペンション装置の要部構造を説明する図であり、（ｂ）は、転輪アッセンブリの要部構造を説明する図である。
［図１１］（ａ）は、微細粒径Ｍｏ粉末焼結体の組織であって断面組織を示す図であり、（ｂ）は、破断面組織を示す図であり、（ｃ）は、液相焼結が促進させた部位を表わす組織を示す図である。
［図１２］（ａ）は、溶浸同時焼結した焼結体の組織であって、Ｎｏ．Ａ１に溶浸剤２で溶浸焼結した焼結体の組織を示す図であり、（ｂ）は、Ｎｏ．Ａ２溶浸剤２で溶浸焼結した焼結体の組織を示す図である。
［図１３］（ａ）は、Ｎｏ．Ｂ３（５重量％Ｍｏ）の焼結体の組織を示す図であり、（ｂ）は、Ｎｏ．Ｂ５（１５重量％Ｍｏ）の焼結体の組織を示す図である。
［図１４］（ａ）は、Ｎｏ．Ａ９（５０重量％Ｍｏ）の焼結体の組織を示す図であり、（ｂ）は、Ｎｏ．Ａ１０（７０重量％Ｍｏ）の焼結体の組織を示す図である。
［図１５］軸受試験用軸受ブッシュの形状を表わす図である。
［図１６］従来の焼結軸受の適用例を表わす図である。
［図１７］本発明の第１の実施形態に係るターボチャージャ装置の概略構造を説明する図である。
［図１８］図１７に示すＲ部を拡大した図である。
［図１９］油溝に供される丸孔やスリットが形成された焼結摺動材料の形状を例示する図である。
［図２０］本発明の第４の実施形態に係る斜板式油圧ピストンポンプの要部構造を説明する図である。
［図２１］（ａ）はピストンシューを一部破断して表わす側面図であり、（ｂ）は（ａ）におけるＰ−Ｐ線に沿った断面図であり、（ｃ）は他の態様例に係るピストンシューを一部破断して表わす側面図である。
［図２２］圧入・嵌合型のピストンシューの構造を説明する図である。
［図２３］（ａ）は、本発明の第３の実施形態に係る斜軸式油圧ピストンポンプの要部構造を説明する図であり、（ｂ）は、（ａ）におけるＱ部拡大図である。
［図２４］微細粒径のＭｏ粉末焼結体の組織であって、（ａ）は断面組織を示す図であり、（ｂ）は破断面組織を示す図であり、（ｃ）は液相焼結が促進させた部位を表わす組織を示す図である。
［図２５］溶浸同時焼結した焼結体の組織であって、（ａ）はＭｏ（１）粉末成形体に溶浸剤２で溶浸焼結した焼結体の組織を示す図であり、（ｂ）はＭｏ（２）粉末成形体に溶浸剤２で溶浸焼結した焼結体の組織を示す図である。
［図２６］（ａ）はＮｏ．Ｂ４（５重量％Ｍｏ）の焼結体の組織を示す図であり、（ｂ）はＮｏ．Ｂ６（１５重量％Ｍｏ）の焼結体の組織を示す図である。
［図２７］定速摩擦摩耗試験条件と試験片形状とを説明する図である。
［図２８］（ａ）は従来のターボチャージャにおける浮動ブッシュの摺動面近傍の組成像を表わす図であり、（ｂ）はＰｂの分布状態を表わす図であり、（ｃ）はＦｅの分布を表わす図である。
［図２９］（ａ）は従来のターボチャージャにおける浮動ブッシュの摺動面近傍の組成像を表わす図であり、（ｂ）はＰｂの分布状態を表わす図であり、（ｃ）はＳの分布を表わす図である。

符号の説明

２ 作業機
７ ブーム連結装置
８ アーム連結装置
９，９Ａ，９Ｂ バケット連結装置
１０，２６ 作業機連結ピン
１１，３０ 作業機ブッシュ
１２ スラスト軸受
１７，２０，２３，２７ 基材（裏金）
１８，２１，２４，２８ 焼結摺動材料
１９，２２，２５，２９ 摺動面
３３ 履帯アッセンブリ
３４ イコライザ機構
３５ サスペンション装置
３６ 転輪アッセンブリ
１０１ ターボチャージャ装置
１０２ タービンシャフト
１０５ センタハウジング
１０６ 浮動ブッシュ
１０７，１０７Ａ，１０７Ｂ， 焼結摺動材料
１１１ 斜板式油圧ピストンポンプ
１１５，１２０ ピストンシュー
１１９，１１９’，１１９” 焼結摺動材料
１２１ 斜軸式油圧ピストンポンプ
１２４ ピストンロッド
１２８ 焼結摺動材料

Claims (14)

1. ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、ＦｅおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、潤滑油または潤滑油およびワックス類からなる潤滑組成物が充填され、
   前記気孔は平均サイズが０．３μｍ以下で分散されるとともに、前記気孔は通じあって構成されるスケルトン構造であることを特徴とする焼結摺動材料。
2. ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、ＦｅおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、Ｐｂ，Ｓｎ，Ｂｉ，ＺｎおよびＳｂからなる群から選ばれる１種以上が主体となり、融点が４５０℃以下に調整された低融点金属もしくはその合金が充填され、
   前記気孔は平均サイズが０．３μｍ以下で分散されるとともに、前記気孔は通じあって構成されるスケルトン構造であることを特徴とする焼結摺動材料。
3. 前記多孔質焼結体には、Ｍｏ相または青銅相より硬質な金属間化合物、炭化物、窒化物、酸化物及びフッ化物からなる群から選ばれる１種以上からなる硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で分散されている請求項１または２に記載の焼結摺動材料。
4. 前記金属間化合物はＭｏＮｉ系、ＭｏＦｅ系、ＭｏＣｏ系、ＦｅＡｌ系、ＮｉＡｌ系、ＮｉＴｉ系、ＴｉＡｌ系、ＣｏＡｌ系、及びＣｏＴｉ系からなる群から選ばれる１種以上の金属間化合物であることを特徴とする請求項３に記載の焼結摺動部材料。
5. 前記窒化物はＴｉＮ、ＣｒＮおよびＳｉ_３Ｎ_４からなる群から選ばれる１種以上であることを特徴とする請求項３に記載の焼結摺動部材料。
6. 前記酸化物は、ＮｉＯ，Ｃｕ_２Ｏ，ＣｏＯ，ＴｉＯ_２，ＳｉＯ_２およびＡｌ_２Ｏ_３からなる群から選ばれる１種以上であることを特徴とする請求項３に記載の焼結摺動部材料。
7. 焼結摺動体を有する摺動部材であって、
   前記焼結摺動体は、ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、ＦｅおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、Ｐｂ，Ｓｎ，Ｂｉ，ＺｎおよびＳｂからなる群から選ばれる１種以上が主体となり、融点が４５０℃以下に調整された低融点金属もしくはその合金が充填され、
   前記気孔は平均サイズが０．３μｍ以下で分散されるとともに、前記気孔は通じあって構成されるスケルトン構造であることを特徴とする摺動部材。
8. 裏金と、該裏金上に固定された焼結摺動体とを備えた摺動部材であって、
   前記焼結摺動体は、ＭｏまたはＭｏにＣｕ、Ｎｉ、ＦｅおよびＣｏからなる群から選ばれる１種以上を１０重量％以下含有させたＭｏ合金からなる気孔率が１０〜４０体積％の多孔質焼結体の気孔中には、Ｐｂ，Ｓｎ，Ｂｉ，ＺｎおよびＳｂからなる群から選ばれる１種以上が主体となり、融点が４５０℃以下に調整された低融点金属もしくはその合金が充填され、
   前記気孔は平均サイズが０．３μｍ以下で分散されるとともに、前記気孔は通じあって構成されるスケルトン構造であることを特徴とする摺動部材。
9. 前記多孔質焼結体には、Ｍｏ相または青銅相より硬質な金属間化合物、炭化物、窒化物、酸化物及びフッ化物からなる群から選ばれる１種以上からなる硬質粒子が０．２〜１０体積％の範囲で分散されている請求項７または８に記載の摺動部材。
10. 前記裏金は、熱膨張係数が１．１〜１．５×１０^−５の範囲にある鋼製、鋳鉄製もしくはＡｌ−Ｓｉ系合金製のものである請求項８に記載の摺動部材。
11. 前記焼結摺動体は、焼結接合、焼結溶浸接合、ろう付け、かしめ、嵌合、圧入、接着、ボルト締結およびクリンチ結合のうちのいずれかにより前記裏金に固定される請求項８に記載の摺動部材。
12. 前記焼結摺動体は前記裏金に焼結接合により固定され、当該焼結摺動体に係る青銅合金相には、０．５重量％以上のＴｉおよびＡｌの少なくとも一方が含有されている請求項８に記載の摺動部材。
13. 請求項７または８に記載の摺動部材が組み込まれてなることを特徴とするターボチャージャ装置。
14. 請求項７または８に記載の摺動部材が組み込まれてなることを特徴とする油圧ピストンポンプまたは油圧ピストンモータ装置。

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