WO2015098407A1 - 圧粉体を用いた機械部品およびその製造方法 - Google Patents

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powder
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尚樹 八代
哲隆 加古
大平　晃也
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Ntn株式会社
尚樹 八代
哲隆 加古
大平　晃也
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    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22F—WORKING METALLIC POWDER; MANUFACTURE OF ARTICLES FROM METALLIC POWDER; MAKING METALLIC POWDER; APPARATUS OR DEVICES SPECIALLY ADAPTED FOR METALLIC POWDER
    • B22F3/00—Manufacture of workpieces or articles from metallic powder characterised by the manner of compacting or sintering; Apparatus specially adapted therefor ; Presses and furnaces
    • B22F3/24—After-treatment of workpieces or articles
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B22—CASTING; POWDER METALLURGY
    • B22F—WORKING METALLIC POWDER; MANUFACTURE OF ARTICLES FROM METALLIC POWDER; MAKING METALLIC POWDER; APPARATUS OR DEVICES SPECIALLY ADAPTED FOR METALLIC POWDER
    • B22F2201/00—Treatment under specific atmosphere
    • B22F2201/05—Water or water vapour

Definitions

  • the present invention relates to a machine part using a green compact and a manufacturing method thereof. More specifically, the present invention relates to a mechanical part in which a green compact obtained by forming metal powder with a uniaxial working press or the like is made strong without sintering, and a method for manufacturing the same.
  • a metal powder that has been molded is referred to as a green compact, and is further distinguished from a sintered body that has undergone a sintering process (see JIS Z 2500: 2000).
  • powder metallurgy is a metallurgy technology department that manufactures metal powder or products from metal powder by forming and sintering processes, and is a technology different from casting and forging.
  • a product is manufactured by the following process. (1) Mixing of raw material metal, lubricant, graphite powder, etc. (2) Compacting with pressure press etc. (3) Sintering below melting point (4) Correction (sizing) (5) Post-processing such as heat treatment and oil impregnation (if necessary)
  • the sintering process (3) is generally performed in a high temperature range of 800 ° C. or more in the case of an iron-based material, and its cost accounts for 1/4 to 1/2 of the entire manufacturing cost. . Furthermore, since the green compact expands and contracts through a high temperature sintering process, the correction process (4) is indispensable in order to achieve the target dimensions or accuracy.
  • Patent Document 1 describes a method for strengthening a green compact in powder metallurgy. That is, after compression molding a metal powder with metal soap added as a molding lubricant, the green compact is heated to a temperature not lower than the melting point of the metal soap and not higher than the dewaxing temperature. It will increase significantly. The mechanism is presumed that the metal soap in the pores contained in the green compact melts by heat treatment, forms a continuous layer and solidifies, and the density of this layer increases the strength of the green compact. (See Claims of Patent Document 1, column 2, lines 10 to 12, column 3, lines 22 to 25).
  • Patent Document 2 describes that an iron-based “sintered” part is manufactured by bonding by a steam blackening process without sintering a green compact.
  • the mechanism is that the whole surface of the green compact is covered with an oxide film by steam blackening treatment, and the surface particles are bonded and solidified to form an object having a predetermined strength as a whole ( (Second page, lower left column, lines 8 to 11 of Patent Document 2).
  • Patent Document 1 The purpose of the technique described in Patent Document 1 is to prevent chipping and cracking during conveyance of a green compact from a molding press or the like to a sintering furnace, and as such, it does not have strength as a product. . Therefore, of course, it does not suggest omission of the sintering process. After all, if you do not go through the sintering process at a high temperature after that, not only can you ensure enough strength to use as a product, but it is a pre-sintering process, so it will increase by 1 process compared to ordinary sintered products. On the other hand, it becomes a factor of cost increase.
  • Patent Document 2 The technique described in Patent Document 2 is that the green compact is subjected to steam blackening, particles are bonded to each other by an oxide film, and corrosion resistance is imparted.
  • it has “a certain level of strength and durability” (7th to 8th lines in the upper right column of the second page), it is not completely known how much strength can actually be obtained.
  • “there are some parts that are not required to be strong enough for the use of magnetic material parts, and it is intended to provide such parts that are easy to manufacture and inexpensive” (second page, upper left column, lines 10 to 12). Is. It is limited to applications where high strength is not required, such as soft magnetic material parts listed as specific examples.
  • the material and density of the green compact that are considered to be important for increasing the strength of the green compact
  • details such as steam treatment conditions are not disclosed.
  • the present invention provides a mechanical part having the same strength as a sintered product manufactured by the conventional technology at a lower cost by adopting another lower temperature treatment instead of this sintering process. It is something to be done.
  • the crushing strength according to JIS Z 2507 “Sintered bearing-crushing strength test method” is 100 MPa or more, it shall have the strength to withstand the use as a machine part.
  • dimensional change is defined as an increase or decrease in green compact size caused by sintering. It shall mean the increase or decrease of the resulting green compact size.
  • the present inventors paid attention to steam treatment.
  • the steam treatment is also called homo-treatment, and the iron-based sintered material (after sintering) is reacted with steam while being heated to about 500 to 560 ° C in an oxidizing atmosphere, and the surface is mainly tetraoxidized.
  • a film of triiron (Fe 3 O 4 ) is generated.
  • the film thickness is said to be about 3-7 ⁇ m.
  • steam treatment has been widely used for a long time as an inexpensive surface treatment for sintered metals.
  • the main treatment purposes are rust prevention, improvement of wear resistance, and sealing, and in addition, it is also effective for improvement of surface hardness and machinability (for example, see Patent Document 3). .
  • the present invention clarifies a method for obtaining a high-strength green compact by optimizing the material and density of the green compact, the steam treatment conditions, and the like.
  • high strength is a level that can withstand use as mechanical element parts such as sintered oil-impregnated bearings, rather than improving the chipping resistance of green compacts and the strength of soft magnetic material parts.
  • the crushing strength is 100 MPa or more.
  • the raw material powder is compacted by uniaxial pressing or the like, and then heated to a high temperature below the melting point (800 to 1,300 ° C. in the case of iron-based materials), thereby fusing particles ( Necking) is formed to increase the strength.
  • an oxide film is formed on the surface of iron powder by reacting a green compact having a specific density with high-temperature water vapor at 400 to 550 ° C. in an oxidizing atmosphere.
  • the oxide is mainly triiron tetroxide (Fe 3 O 4 ) when iron-based powder is used as the raw material powder.
  • the oxide film formed between the particles of the raw material powder substitutes for the role of necking between the powder particles, and as a result, the green compact is strengthened.
  • the treatment temperature is lower than that in the normal sintering process, the dimensional change is small ( ⁇ 0.1% or less before and after treatment). Therefore, it is possible to omit the sizing process that has been necessary for correcting the dimensions after sintering.
  • the product and the mold for compacting can be easily designed.
  • the processing temperature is low, energy (electrical or thermal) required during processing can be reduced, processing steps can be reduced, and the manufacturing process and cost of the product can be shortened.
  • the steam treatment is an atmosphere treatment, it can be applied regardless of the shape and size of the product to be molded.
  • the present invention is applicable as long as it is a material capable of forming an oxide film. Therefore, it is considered that the present invention is applicable not only to iron-based materials but also to metal materials having a large ionization tendency such as aluminum, magnesium, and chromium.
  • the atomizing method, the reduction method, the stamp method, the carbonyl method, etc. are known regarding the manufacturing method of raw material powder, this invention is applicable irrespective of the manufacturing method of raw material powder.
  • uniaxial pressure molding was mentioned as a representative example of the green compacting method, it is applicable if a metal base material capable of forming an oxide film is exposed.
  • a metal base material capable of forming an oxide film is exposed.
  • multi-axis CNC press molding, injection molding (MIM), and additional cold isostatic pressing (CIP) molding, etc. are possible.
  • the molding method is not limited.
  • a lubricant powder such as metal soap or amide wax is mixed in the green compact to ensure lubrication between the powder to be molded, the mold and the powder, and the lubricant powder remains in the green compact.
  • the lubricant component may remain depending on the density, processing temperature, and holding time of the green compact. Therefore, it is desirable to take a technique in which a degreasing process for decomposing and removing the lubricant component is provided in advance prior to the steaming process, and the steaming process is continuously performed after the degreasing process.
  • a degreasing process for decomposing and removing the lubricant component is provided in advance prior to the steaming process, and the steaming process is continuously performed after the degreasing process.
  • the higher the density the higher the strength.
  • the density of the green compact is too high, water vapor cannot penetrate into the green compact, and the formation of the oxide film is limited to the very surface layer of the green compact.
  • the powder density is too low, chipping and cracking may occur during handling (large rattra value), and there is a concern that the interparticle distance is too long to form an oxide film between the particles.
  • the green density is 5.0 to 7.6 g / cm 3 , preferably 5.3 to 7.2 g / cm 3 , more preferably 6.0 g / cm 3 or more and less than 7.0 g / cm 3. It is better to be in the range.
  • the green density is based on the dimension measurement method.
  • the surface of the above-described mechanical component (a green compact according to Example 8 to be described later) has an empty space on the order of several tens of ⁇ m remaining between the iron powders 11.
  • micropores 14 on the order of several tens of nm are formed inside the iron oxide film 13 having a thickness of about several ⁇ m. Therefore, the oil impregnated in the micropores 14 is initially This may have contributed to the familiar characteristics.
  • the high strength mentioned here specifically means a crushing strength of 100 MPa or more. If the crushing strength is 100 MPa or more, the strength is sufficiently high as compared with the prior art (Patent Documents 1 and 2), and the strength is practical enough for mechanical parts. For example, it is possible to provide a machine element part that can replace the conventional sintered oil-impregnated bearing.
  • the processing temperature is low, the dimensional change is small compared to sintering at high temperature. Therefore, the subsequent correction (sizing) step can be omitted. For the same reason, the manufacturing process is shortened and the cost can be reduced. For example, the dimensional change before and after the steam treatment is suppressed to less than ⁇ 0.1% with respect to the green compact. Therefore, it becomes easy to design a product and a mold for compacting.
  • an additive that denatures and decomposes at a temperature exceeding 500 ° C. for example, a material having slidability and lubricity, can be added to enhance the functionality of the product.
  • FIG. 1A It is a photograph (SEM image) of a section of an example of the present invention. It is the figure which showed FIG. 1A typically.
  • It is a front view of a friction and abrasion tester. It is a side view of a friction abrasion tester. It is a graph which shows the convergence value of the friction coefficient in a friction abrasion test (with external oil supply). It is a graph which shows transition of the friction coefficient in a friction wear test (with external oil supply). It is a graph which shows the specific wear amount in a friction wear test (with external oil supply). It is a graph which shows the convergence value of the friction coefficient in a friction abrasion test (without external oil supply). It is a graph which shows transition of the friction coefficient in a friction wear test (without external oil supply). It is a graph which shows the specific wear amount in a friction wear test (without external oil supply).
  • Tests of Examples 1 to 13 and Comparative Examples 1 to 10 using reduced iron powder as the base metal powder, electrolytic copper powder as the second metal component, and amide wax powder lubricant as the compacting lubricant Pieces were made and various tests were performed.
  • the test piece is ring-shaped and the dimensions are as follows. Inner diameter: ⁇ 12mm Outer diameter: ⁇ 20mm Length: 7mm
  • Electrolytic copper powder is 2 wt. %
  • Lubricant is 0.7 wt.
  • the green density (g / cm 3 ) of Examples 1 to 5 was as follows.
  • Examples 6-9 In order to confirm the influence of the difference in the treatment temperature of the steam treatment, a green compact corresponding to Example 3 and having a green compact density of 6.5 g / cm 3 was degreased at 350 ° C. for 90 minutes in the same manner as in Examples 1 to 5. Then, Examples 6 to 9 were obtained by steaming for 40 minutes at the following four treatment temperatures.
  • Example 6 350 ° C.
  • Example 7 400 ° C
  • Example 8 450 ° C
  • Example 9 550 ° C
  • Example 10 In order to confirm the effect of the difference in the treatment time of the steam treatment, two samples with different treatment times were prepared. That is, Example 3 equivalent, the green compact green density 6.5 g / cm 3, after having degreased for 90 minutes in a likewise 350 ° C. Examples 1 to 5, in 500 ° C., only the next time steam Examples 10 and 11 were obtained by processing. Example 10: 20 minutes Example 11: 80 minutes
  • Example 12 In order to confirm the effect of material differences, two samples with different materials were prepared. That is, as in Example 3, each powder was uniaxially pressed to a compact density of 6.5 g / cm 3 , degreased at 350 ° C. for 90 minutes as in Examples 1 to 5, and then 500 Steam treatment was carried out at 40 ° C. for 40 minutes.
  • the composition of the powder used in each example is as follows.
  • Example 13 Electrolytic copper powder was 20 wt. %, Lubricant is 0.7 wt. % Added powder
  • Comparative Examples 1-5 Comparative examples 1 to 5 were obtained by omitting the degreasing step at 350 ° C. for 90 minutes and the subsequent steam treatment step in Examples 1 to 5, that is, in a state where the powder was compacted.
  • Comparative Examples 6 and 7 Comparative examples 6 and 7 were obtained by omitting the degreasing process at 350 ° C. for 90 minutes and the subsequent water vapor treatment process in Examples 12 and 13, that is, in a state where the powder was compacted.
  • Comparative Examples 8-10 Comparative Examples 8-10 Comparative Examples 8 to 10 were obtained by sintering three types of green compacts of Fe only, Fe + 2% Cu and Fe + 20% Cu described in Comparative Examples 6, 3, and 7 at 1100 ° C. for 30 minutes. Comparative Example 8: Fe only (sintered Comparative Example 6) Comparative Example 9: Fe + 2% Cu (Sintered Comparative Example 3) Comparative Example 10: Fe + 20% Cu (sintered Comparative Example 7)
  • the mechanical properties of the obtained test piece were evaluated based on the results of the measurement of the crushing strength performed in accordance with JIS Z 2507.
  • the test apparatus used is Autograph AG-5000A manufactured by Shimadzu Corporation.
  • the crushing strength refers to the strength of a cylindrical sintered body or green compact determined by a certain method from the crushing load
  • the crushing load refers to a cylindrical sintered body or green compact that is parallel to the axis. This is the load when cracks begin to occur due to compression on the surface.
  • Table 1 shows the criteria for determining the crushing strength. That is, as shown in the left column of the same table, the crushing strength (unit: MPa) is divided into four stages of less than 50, 50 or more, less than 100, 100 or more, less than 150, or 150 or more. , ⁇ .
  • the inner diameter and outer diameter of the test piece were measured before and after the steam treatment, and before and after the treatment with respect to the dimensions before the treatment.
  • the percentage of change was calculated and used as the dimensional change rate.
  • the larger numerical value of the inner diameter and the outer diameter was adopted.
  • Table 2 shows the criteria for the rate of dimensional change. That is, as shown in the left column of the table, the dimensional change rate (unit:%) is divided into three stages of ⁇ 0.1 or more, less than ⁇ 0.1, and less than ⁇ 0.05, and the symbols ⁇ and ⁇ , ⁇ .
  • Example 1 the crushing strength is improved by the steam treatment. Specifically, except that Example 1 having a green density of 5.3 g / cm 3 is less than 100 MPa, the crushing strength is 100 MPa in Examples 2 to 5 having a green density of 6.0 g / cm 3 or more. That's it. However, Example 4 of the green density 7.0 g / cm 3, also 7.2 g / cm 3 in Example 5, the dimensional change ratio was slightly worse. Moreover, the crushing strength of Example 5 is inferior to that of Example 4 having a green density of 7.0 g / cm 3 . From this, it can be seen that the higher the green density is not necessarily better.
  • the green density is 5.0 to 7.6 g / cm 3 , preferably 5.3 to 7.2 g / cm 3 , more preferably 6.0 g / cm 3 or more and less than 7.0 g / cm 3. It is better to be in the range.
  • Examples 2 and green density is in the range of less than 6.0 g / cm 3 or more 7.0 g / cm 3 3 is, with regard radial crushing strength, with respect to dimensional change, suffice as machine parts is there.
  • Comparative Examples 1 to 5 In each of Comparative Examples 1 to 5 in which the steam treatment was not performed, the crushing strength was less than 50 MPa. In Comparative Examples 1 to 5, neither steam treatment nor sintering was performed, so the dimensional change rate was not measured. Since Comparative Example 9 having a green compact density of 6.5 g / cm 3 was sintered at 1100 ° C. ⁇ 30 min, the crushing strength was 150 MPa or more, but the dimensional change rate was ⁇ 0.1% or more. Met.
  • the processing temperature was 350 MPa in Example 6, 400 ° C in Example 7, 550 ° C in Example 9 and 550 ° C in Example 9 at 100 MPa or more, and the processing temperature at 450 ° C in Example 8 and the processing temperature at 500 ° C. In Example 3, it was 150 MPa or more.
  • the maximum dimensional change rate was less than ⁇ 0.1% in all Examples, and was less than ⁇ 0.05% in Examples 3, 8, 7, and 6 in which the processing temperature was 500 ° C. or less.
  • Example 6 at a treatment temperature of 350 ° C. some red rust (Fe 2 O 3 ) was generated, and it was not possible to form only the originally intended Fe 3 O 4 film.
  • no red rust was observed.
  • the treatment temperature of the water vapor treatment is 400 ° C. or higher, preferably 400 ° C. or higher and 550 ° C. or lower, more preferably 450 ° C. or higher and 500 ° C. or lower.
  • the processing temperature if the test results of Example 3 at 500 ° C. and Example 9 at 550 ° C. are compared, it can be seen that the higher the processing temperature, the better. In particular, it has been found that the crushing strength and the dimensional change rate are suitable at a processing temperature lower than 500 to 560 ° C., which is a general processing temperature of conventional steam processing.
  • each of Examples 10, 3, and 11 had a crushing strength of 150 MPa or more and a dimensional change rate of less than ⁇ 0.1%. In light of this result, it is considered that a sufficient effect can be obtained if the water vapor treatment time is 20 minutes or longer.
  • Comparative Example 3 the crushing strength was less than 50 MPa, but the dimensional change rate was not measured because neither steam treatment nor sintering was performed. In Comparative Example 9, the crushing strength was 150 MPa or more, but the dimensional change rate was ⁇ 0.1% or more.
  • the ratio of electrolytic copper powder to reduced iron powder was 0 wt. %, Example 3 was 2 wt. %, Example 13 was 20 wt.
  • the crushing strength was 100 MPa or more in all cases. In these investigated compositions, the iron ratio was 80 wt. It can be seen that the crushing strength of 100 MPa or more is achieved even when the amount is reduced to%, and the dimensional change rate is less than ⁇ 0.1% in any composition.
  • the dimensional change rate is ⁇ 0.1% or more, so that it is understood that the dimensional change is smaller when only the steam treatment is performed.
  • the crushing strength was less than 50 MPa, but the dimensional change rate was not measured because neither steam treatment nor sintering was performed.
  • test pieces Two types of test pieces, the above-mentioned Example 2 in which the green compact was subjected to the steam treatment and the Comparative Example 11 in which the green compact of the comparative example 2 not subjected to the steam treatment was subjected to sintering treatment at 1100 ° C. ⁇ 30 min. was made.
  • the number of test pieces was three each. These test pieces were immersed in a lubricating oil (hydraulic hydraulic oil, Shell Terrace S2M68, ISO viscosity VG68 equivalent) and vacuum impregnated at 70 ° C. for 1 hour or more.
  • a lubricating oil hydroaulic hydraulic oil, Shell Terrace S2M68, ISO viscosity VG68 equivalent
  • the friction and wear test was performed using a testing machine shown in FIG.
  • This testing machine includes an arm 22 that can swing around a rotating shaft 21, a mating member 24 that is provided below the arm 22, and that is fixed to the rotating shaft 23, and a felt that slides on the outer peripheral surface of the mating member 24. And a pad 25.
  • the test piece W is attached to the lower surface of the arm 22.
  • the mating member 24 has an outer diameter of 40 mm, an outer diameter surface sub-curvature R of 60 mm, a surface roughness of 0.01 ⁇ m Ra or less, and a Vickers hardness of 780 HV or more, and is made of, for example, SUJ2 hardened steel.
  • the felt pad 25 is impregnated with the same lubricating oil as the lubricating oil impregnated in the test piece W.
  • a predetermined weight 26 is attached to the arm 22, and the test piece W is pressed against the mating member 24 from above with a predetermined load. Under a maximum contact surface pressure of Hertz of 0.5 GPa and room temperature (25 ° C.), 0 The mating member 24 was rotated for 30 minutes at a rotational speed of .05 m / s. At this time, the frictional force generated between the test piece W and the mating member 24 was detected by the load cell 27 provided on the arm 22. Further, after the rotation, the specific wear amount was calculated from the size of the indentation formed on the test piece W.
  • Example 2 steam-treated product
  • Comparative Example 11 sintered product
  • Fig. 4 shows the results of changes in the friction coefficient.
  • the transition of the friction coefficient was different between Example 2 and Comparative Example 11.
  • Comparative Example 11 showed a high coefficient of friction exceeding 0.2 at the beginning of the test and then decreased to about 0.15 in about 1 minute, but 5 to 5 until the final level was reached. It took about 10 minutes.
  • Example 2 showed a low coefficient of friction from the beginning of the test, and the coefficient of friction decreased to a level equivalent to that at the end of the test within 0 or several seconds. From this, it can be said that Example 2 which is a steam-treated product has an initial familiarity characteristic superior to Comparative Example 11 which is a sintered product.
  • Example 2 which is a steam-treated product has better wear resistance than Comparative Example 11 which is a sintered product.
  • Example 2 which is a steam-treated product has a convergence value of the friction coefficient equivalent to that of Comparative Example 11 which is a sintered product, and is more excellent in initial familiarity characteristics than Comparative Example 11 which is a sintered product. In addition, it was confirmed to have wear resistance.
  • Fig. 6 shows the result of the convergence of the friction coefficient in the friction and wear test without external lubrication. As shown in the figure, the convergence value of the friction coefficient of Example 2 is substantially equal to the convergence value of the friction coefficient of Comparative Example 11.
  • Fig. 7 shows the results of changes in the friction coefficient in the friction and wear test without external lubrication.
  • Comparative Example 11 showed a high friction coefficient exceeding 0.15 at the beginning of the test, and decreased to a level equivalent to the convergence value over about 1 minute.
  • Example 2 shows a low coefficient of friction that is substantially equivalent from the beginning to the end of the test. From this, it can be said that Example 2 which is a steam-treated product has an initial familiarity characteristic superior to Comparative Example 11 which is a sintered product.
  • Example 2 was a steam-treated product has better wear resistance than Comparative Example 11 which is a sintered product.
  • Example 2 which is a steam-treated product has a convergent value of the friction coefficient equivalent to that of Comparative Example 11 which is a sintered product.
  • the material had better initial conformability and wear resistance than Comparative Example 11 which was a sintered product.
  • the mechanical component of the present invention Since the mechanical component of the present invention has a crushing strength exceeding 100 MPa, it can be used as a substitute for a conventional sintered metal component.
  • Specific examples of sintered metal parts include sliding parts and magnetic iron cores.
  • the sliding parts include those that slide with a mating member via lubricating oil, such as bearings, gears, cams, and the like that are used in an oil-lubricated environment.
  • the bearing include a sliding bearing that slides and supports a mating member (shaft) through oil, specifically, a sintered oil-impregnated bearing and a fluid dynamic pressure bearing.
  • the mechanical component of the present invention is not limited to the replacement of a sintered machine component for high-load use, but can of course be replaced with a sintered metal component for a lighter load application.

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Abstract

　酸化物皮膜を形成可能な金属粉末を主原料とする原料粉末を加圧成形して圧粉体を得、水蒸気処理により、前記圧粉体を構成する前記金属粉末の粒子間に酸化物皮膜を形成させることにより、１００ＭＰａを超える圧環強さを有する機械部品を製造する。

Description

圧粉体を用いた機械部品およびその製造方法
　本発明は、圧粉体を用いた機械部品およびその製造方法に関する。より詳しく述べるならば、本発明は、金属粉末を一軸加工プレス等で成形することにより得た圧粉体を、焼結させることなく高強度化させた機械部品およびその製造方法に関するものである。
　従来、粉末冶金の分野においては、金属粉末をはじめとする原料粉末を混合し、圧粉成形した後、８００℃を越える高温の炉中で焼結させて製品とするのが一般的であった。以下では、金属粉末を成形したままのものを圧粉体と呼び、さらに焼結工程を経た焼結体と区別することとする（ＪＩＳ　Ｚ　２５００：２０００参照）。
　粉末冶金とは、ＪＩＳ　Ｚ　２５００：２０００によれば、金属粉の製造、又は金属粉からフォーミングと焼結工程によって製品を製造する冶金技術の部門のことで、鋳造や鍛造とは異なる技術であり、以下のような工程で製品を製造するのが一般的である。
（１）原料となる金属、潤滑剤、黒鉛等粉末の混合
（２）加圧プレス等による圧粉成形
（３）融点以下での焼結
（４）矯正（サイジング）
（５）（必要に応じた）熱処理、含油等の後加工
　中でも、（３）の焼結工程は、鉄系材料の場合８００℃以上の高温域で処理されるのが一般的であり、そのコストは、製造コスト全体の１／４～１／２を占める。さらに、高温での焼結工程を経ることにより、圧粉体が膨張‐収縮するため、目的の寸法ないし精度に収めるために（４）の矯正工程が不可欠である。
　焼結工程を経ることで、金属粒子間の融着、ネッキングが起こり、強度が向上するのであるが、より低温での処理で十分な強度が担保されれば、製造コストが低減できるだけでなく、寸法変化を抑制でき、矯正工程も省略することが可能となる。
　従来、焼結以外の、圧粉体を高強度化させる方法としては、次のような検討がなされている。
　特許文献１には、粉末冶金における圧粉体の強化方法が記載されている。すなわち、成形用潤滑剤として金属石けんを添加した金属粉末を圧縮成形した後、その圧粉体を金属石けんの融点以上、脱ろう温度以下の温度に加熱することにより、冷却後その機械的強度が著しく増加するというものである。そのメカニズムは、圧粉体に内在する空孔中の金属石けんが、熱処理により溶融し、連続した層を形成して凝固し、この層の密度が圧粉体の強度を高めるものと推定されている（特許文献１の特許請求の範囲、第２欄第１０～１２行、第３欄第２２～２５行参照）。
　特許文献２には、圧粉体を焼結することなく水蒸気黒化処理により結合して鉄系「焼結」部品を製造することが記載されている。そのメカニズムは、水蒸気黒化処理により、圧粉体の全表面を酸化膜で覆ったものになり、表面粒子相互が結合固化して全体として所定の強度を有する物体になる、というものである（特許文献２の第２ページ左下欄第８～１１行）。
特公昭６１－０１１２８２号公報 特開昭６３－０７２８０３号公報 特開平０４－１９８４０３号公報
　特許文献１に記載された技術の目的は、あくまで圧粉体を成形プレス等から焼結炉まで搬送する間の欠けや割れを防止することにあり、そのままでは製品としての強度を有していない。したがって、当然ながら、焼結工程の省略を示唆するものではない。結局はその後、高温での焼結工程を踏まなければ、製品として使用できるだけの強度が担保できないばかりか、焼結前の処理であるため、通常の焼結製品に比べて１工程増えることになり、却ってコストアップの要因となる。
　特許文献２に記載された技術は、圧粉体を水蒸気黒化処理し、酸化膜により粒子相互を結合すると共に耐食性を付与するというものである。しかしながら、「或る程度の強度、耐久性を有する」（第２ページ右上欄外第７～８行）とあるが、実際、どの程度の強度が得られるものか、全く不明である。要するに、「磁性材料の部品の用途にはあまり強度が要求されないものもあり、かかる用途として製造が容易で安価な部品を提供する」（第２ページ左上欄第１０～１２行）ことを意図したものである。具体例として挙げてある軟磁性材料部品のように、高い強度が求められていない用途に限られ、実際、圧粉体を高強度化させる上で重要と考えられる、圧粉体の材質や密度、水蒸気処理条件などの詳細については何ら明らかにされていない。
　本発明は、この焼結工程に代えて他の、より低温での処理を採用することで、従来の技術により製造された焼結製品と同等の強度を有する機械部品を、より低コストで提供せんとするものである。
　ここで、ＪＩＳ　Ｚ　２５０７「焼結軸受‐圧環強さ試験方法」による圧環強さが１００ＭＰａ以上であれば、機械部品としての使用に耐える強度を有するものとする。また、ＪＩＳ　Ｚ　２５００「粉末や（冶）金用語」によれば、寸法変化とは、焼結によって生じる圧粉体寸法の増減と定義されているが、ここでは焼結工程ではなく水蒸気処理によって生じる圧粉体寸法の増減を意味するものとする。
　かかる目的を達成するための手段として、本発明者らは、水蒸気処理に着目した。一般に、水蒸気処理はホモ処理とも呼ばれ、酸化雰囲気中で鉄系焼結材料（焼結させた後のもの）を５００～５６０℃程度に加熱しながら水蒸気と反応させ、表面に主に四酸化三鉄（Ｆｅ3Ｏ4）の皮膜を生成させるようにしたものである。その皮膜厚さは３～７μｍ程度と言われている。水蒸気処理は、一般鋼材への適用例は少ないが、焼結金属に対する安価な表面処理として、古くから広く利用されてきた。主な処理目的は、防錆、耐摩耗性の向上、封孔の３つであり、その他にも、表面硬さや被削性の向上にも有効とされている（例えば、特許文献３参照）。
　本発明は、圧粉体の材質や密度、水蒸気処理条件等を適正化することで、高強度圧粉体を得る手法を明らかにするものである。ここで、高強度とは、圧粉体の耐欠け性向上や、軟磁性材料部品程度の強度ではなく、焼結含油軸受等の機械要素部品として使用するに耐えられるような水準であり、具体的には圧環強さ１００ＭＰａ以上を指す。
　従来の焼結体は、原料粉末を一軸加圧等で圧粉成形した後、融点以下（鉄系材料の場合８００～１，３００℃）の高温に加熱することで、粒子間の融着（ネッキング）を形成させ、高強度化させている。それに対して、本発明は、酸化雰囲気中で特定の密度の圧粉体を４００～５５０℃の高温の水蒸気と反応させることにより、鉄粉表面に酸化物皮膜を形成させる。酸化物は、原料粉末に鉄系粉末を使用した場合には主に四酸化三鉄（Ｆｅ3Ｏ4）である。原料粉末の粒子間に形成される酸化物皮膜が、粉体粒子同士のネッキングの役割を代替し、その結果、圧粉体が高強度化する。
　処理温度が通常の焼結工程に比べて低いため、寸法変化が小さい（処理前後で±０．１％以下）。そのため、従来焼結後に寸法を矯正するために必要であったサイジング工程を省略することが可能となる。また、製品および圧粉成形用金型の設計が容易となる。さらに、処理温度が低いことから、処理時に必要な（電気または熱）エネルギーが削減できる上、処理工程も削減でき、製品の製造工程の短縮とコスト低減が可能となる。
　水蒸気処理は雰囲気処理であるため、成形すべき製品の形状や寸法の大小によらず適用可能である。また、本発明は、酸化物皮膜を形成させることが可能な材料であれば適用可能である。したがって、鉄系材料に限らず、アルミニウムやマグネシウム、クロム等、イオン化傾向が大きな金属材料であれば適用可能であると考えられる。なお、原料粉末の製法に関しては、アトマイズ法、還元法、スタンプ法、カルボニル法などが知られているが、本発明は、原料粉末の製法いかんに拘らず適用可能である。
　さらに、圧粉体の圧粉手法の代表例として一軸加圧成形を挙げたが、酸化物皮膜を形成し得る金属基材が露出していれば、適用可能である。具体的には、多軸ＣＮＣプレスによる成形、射出成形（ＭＩＭ）、さらに追加で冷間静水圧加圧（ＣＩＰ）成形したものなども可能であり、粉末が押し固められていれば、圧粉成形の手法は問わない。
　一般に、圧粉成形時には被成形粉末と金型および粉末同士の潤滑を担保するために、金属石けんやアミドワックスなどの潤滑剤粉末が混合され、その潤滑剤粉末は圧粉体中に残存する。従来の手法では、その後の焼結工程において高温に保持されるために分解し、焼結後の製品中には含まれない。しかし、本発明を適用した場合、圧粉体の密度や処理温度、保持時間によっては潤滑剤成分が残存し得る。そのため、水蒸気処理に先立ち、あらかじめ潤滑剤成分を分解・除去するための脱脂工程を設け、脱脂工程後に連続して水蒸気処理をする、といった手法を取ることが望ましい。ただし、脱脂工程を設けずに、潤滑剤を含有したまま水蒸気処理をしても、高強度化が図れることは確認済みである。
　通常、焼結部品においては密度が高い方が強度は向上する。一方、圧粉密度が高すぎると、圧粉体内部まで水蒸気が侵入できず、酸化物皮膜の形成が圧粉体のごく表層に限られるため、強度は向上するものの好ましくない。しかしながら、圧粉密度が低すぎると、取扱い時に欠けや割れが発生してしまう（ラトラ値が大きい）、粒子間距離が長過ぎて酸化物皮膜が粒子間にわたって形成されない、といった懸念がある。以上の理由から、圧粉密度は５．０～７．６ｇ／ｃｍ3、好ましくは５．３～７．２ｇ／ｃｍ3、より好ましくは６．０ｇ／ｃｍ3以上７．０ｇ／ｃｍ3未満の範囲とするのがよい。圧粉密度は寸法測定法による。
　上記の機械部品は、表面が酸化鉄被膜で覆われているため、同一組成の圧粉体に通常の焼結処理を施した焼結体と比べて表面硬度が高く、耐摩耗性に優れている。また、本発明者らの検証により、上記の機械部品が、油を介して相手材と摺動する部品（例えば油潤滑環境で使用されるすべり軸受、ギヤ、カム等）である場合、焼結体よりも優れた初期なじみ特性を有することが明らかになった。この理由は明らかではないが、図１に示すように、上記の機械部品（後述する実施例８に係る圧粉体）の表面には、鉄粉１１の間に残存する数十μｍオーダーの空孔１２の他、厚さ数μｍ程度の酸化鉄被膜１３の内部に、数十ｎｍオーダーのミクロな空孔１４が形成されているため、このミクロな空孔１４に含浸された油が、初期なじみ特性に寄与したのではないかと考えられる。
　この発明によれば、次のような効果が得られる。
　焼結工程に比べて格段に低い温度域（例：鉄系の場合４００～５５０℃）で、酸化雰囲気中で圧粉体に高温の水蒸気を作用させることで、粒子間の結合（酸化物皮膜）を形成し、高強度化することができる。なお、ここで言う高強度とは、具体的には圧環強さ１００ＭＰａ以上を意味する。圧環強さ１００ＭＰａ以上であれば、従来技術（特許文献１、２）に比べて十分高強度であり、機械部品としても実用に耐える強度である。例えば従来の焼結含油軸受に代替し得る機械要素部品を提供することができる。
　また、処理温度が低いため、高温で焼結する場合に比べて寸法変化が小さい。したがって、その後の矯正（サイジング）工程を省略することが可能となる。同じ理由で、製造工程が短縮され、コストが低減できる。例えば、水蒸気処理前後の寸法変化は、圧粉体に対して±０．１％未満に抑えられる。そのため、製品および圧粉成形用の金型を設計するのが容易になる。
　さらに、圧粉体の形状、寸法によらず適用可能である。水蒸気処理後は酸化物皮膜で覆われるため、防錆処理が不要となる。処理温度によっては、５００℃を超える温度で変性、分解するような添加剤、例えば、しゅう動性や潤滑性を有する材料などを添加し、製品の高機能化が図れる。
本発明の実施例の断面の写真（ＳＥＭ画像）である。 図１Ａを模式的に示した図である。 摩擦摩耗試験機の正面図である。 摩擦摩耗試験機の側面図である。 摩擦摩耗試験（外部給油あり）における摩擦係数の収束値を示すグラフである。 摩擦摩耗試験（外部給油あり）における摩擦係数の推移を示すグラフである。 摩擦摩耗試験（外部給油あり）における比摩耗量を示すグラフである。 摩擦摩耗試験（外部給油なし）における摩擦係数の収束値を示すグラフである。 摩擦摩耗試験（外部給油なし）における摩擦係数の推移を示すグラフである。 摩擦摩耗試験（外部給油なし）における比摩耗量を示すグラフである。
　以下、具体的な実施例を用いて本発明の実施の形態を説明する。
　基材金属粉末として還元鉄粉を、第二金属成分として電解銅粉を、圧粉成形用潤滑剤としてアミドワックス系粉末潤滑剤を用いて、実施例１～１３並びに比較例１～１０の試験片を作製し、各種試験を実施した。試験片はリング状で、寸法は次のとおりである。
　内径：φ１２ｍｍ
　外径：φ２０ｍｍ
　長さ：７ｍｍ
実施例１～５
　還元鉄粉に対して、電解銅粉を２ｗｔ．％、潤滑剤を０．７ｗｔ．％添加し、混合したものを合金工具鋼ＳＫＤ１１製の金型に充填し、各種成形圧力において一軸加圧成形することにより、圧粉密度（ｇ／ｃｍ3）の異なる５個の円筒状圧粉体を得た。その後、圧粉体中に含まれる潤滑剤成分を、３５０℃において９０分間脱脂処理した上で、５００℃で４０分間水蒸気処理して、実施例１～５を得た。実施例１～５の圧粉密度（ｇ／ｃｍ3）は次のとおりであった。
　実施例１：５．３
　実施例２：６．０
　実施例３：６．５
　実施例４：７．０
　実施例５：７．２
実施例６～９
　水蒸気処理の処理温度の違いが与える影響を確かめるために、実施例３相当の、圧粉密度６．５ｇ／ｃｍ3の圧粉体を、実施例１～５と同様に３５０℃で９０分間脱脂した上で、次の４種類の処理温度において４０分間水蒸気処理して得たものを、実施例６～９とした。
　実施例６：３５０℃
　実施例７：４００℃
　実施例８：４５０℃
　実施例９：５５０℃
実施例１０、１１
　水蒸気処理の処理時間の違いが与える影響を確かめるために、処理時間を変えたものを２つ準備した。すなわち、実施例３相当の、圧粉密度６．５ｇ／ｃｍ3の圧粉体を、実施例１～５と同様に３５０℃で９０分間脱脂した上で、５００℃において、次の時間だけ水蒸気処理して得たものを実施例１０、実施例１１とした。
　実施例１０：２０分間
　実施例１１：８０分間
実施例１２、１３
　材質の差異が与える影響を確かめるために、材質を変えたものを２つ準備した。すなわち、実施例３と同様に、各粉末を圧粉密度６．５ｇ／ｃｍ3になるように一軸加圧成形し、実施例１～５と同様に３５０℃で９０分間脱脂した上で、５００℃で４０分間水蒸気処理した。各実施例で用いた粉末の組成は次のとおりである。
　実施例１２：還元鉄粉のみ（Ｃｕ　０％）に対して、潤滑剤を０．７ｗｔ．％添加した粉末
　実施例１３：還元鉄粉に対して電解銅粉を２０ｗｔ．％、潤滑剤を０．７ｗｔ．％添加した粉末
比較例１～５
　実施例１～５の、３５０℃、９０分間の脱脂工程およびその後の水蒸気処理工程を省略したもの、つまり、圧粉成形したままの状態のものを、比較例１～５とした。
比較例６、７
　実施例１２、１３の、３５０℃、９０分間の脱脂工程およびその後の水蒸気処理工程を省略したもの、つまり、圧粉成形したままの状態のものを、比較例６、７とした。
比較例８～１０
　比較例６、３、７に記載のＦｅのみ、Ｆｅ＋２％ＣｕおよびＦｅ＋２０％Ｃｕの３種類の圧粉体を、１１００℃で３０分間焼結したものを、それぞれ比較例８～１０とした。
　比較例８：Ｆｅのみ（比較例６を焼結したもの）
　比較例９：Ｆｅ＋２％Ｃｕ（比較例３を焼結したもの）
　比較例１０：Ｆｅ＋２０％Ｃｕ（比較例７を焼結したもの）
評価方法
　得られた試験片の機械的特性は、ＪＩＳ　Ｚ　２５０７に準拠して実施した圧環強さ測定の結果を基に評価した。使用した試験装置は、株式会社島津製作所製、オートグラフＡＧ－５０００Ａである。圧環強さとは、圧環荷重から一定の方法で求められる円筒状焼結体又は圧粉体の強さをいい、圧環荷重とは、円筒形の焼結体又は圧粉体を軸に平行な二面で圧縮して割れが生じ始めたときの荷重をいう。
　表１に、圧環強さの判定基準を示す。すなわち、同表の左欄のように圧環強さ（単位：ＭＰａ）を５０未満、５０以上１００未満、１００以上１５０未満、１５０以上の４段階に分け、それぞれ右欄の記号×、△、○、◎で表す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000001
　また、画像寸法測定器（株式会社キーエンス製、ＩＭ－６０００）を用いて、水蒸気処理前と水蒸気処理後のそれぞれにつき、試験片の内径と外径を測定し、処理前の寸法に対する処理前後の変化量の百分率を計算し、寸法変化率とした。なお、寸法変化率の判定には、内径又は外径のうち、大きい方の数値を採用した。
　表２に、寸法変化率の判定基準を示す。すなわち、同表の左欄のように寸法変化率（単位：％）を±０．１以上、±０．１未満、±０．０５未満の３段階に分け、それぞれ右欄の記号△、○、◎で表す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000002
　次に、評価結果について述べる。
（イ）圧粉密度について
　圧粉密度が圧環強さ及び寸法変化率に対して与える影響を確かめるため、圧粉密度の異なる実施例１～５の２％Ｃｕ－Ｆｅ圧粉体に対して、５００℃で４０分間、水蒸気処理を実施した。この場合の圧環強さおよび寸法変化率の判定結果を表３に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000003
　実施例１～５は、水蒸気処理によりすべて圧環強さが向上している。具体的には、圧粉密度５．３ｇ／ｃｍ3の実施例１が１００ＭＰａ未満であるのを除けば、圧粉密度６．０ｇ／ｃｍ3以上の実施例２～５で圧環強さは１００ＭＰａ以上となっている。ただし、圧粉密度７．０ｇ／ｃｍ3の実施例４、同じく７．２ｇ／ｃｍ3の実施例５では寸法変化率が若干悪化した。しかも、実施例５は、圧粉密度７．０ｇ／ｃｍ3の実施例４よりも圧環強さが劣っている。このことから、圧粉密度は必ずしも高い方がよいわけではないことが分かる。
　試験結果に照らし、圧粉密度は５．０～７．６ｇ／ｃｍ3、好ましくは５．３～７．２ｇ／ｃｍ3、より好ましくは６．０ｇ／ｃｍ3以上７．０ｇ／ｃｍ3未満の範囲とするのがよい。とくに、圧粉密度が６．０ｇ／ｃｍ3以上７．０ｇ／ｃｍ3未満の範囲にある実施例２及び実施例３は、圧環強さに関しても、寸法変化率に関しても、機械部品として十分である。
　水蒸気処理を実施しなかった比較例１～５は、いずれも圧環強さが５０ＭＰａ未満であった。なお、比較例１～５は、水蒸気処理も焼結も経ていないことから、寸法変化率に関しては測定対象としなかった。圧粉密度が６．５ｇ／ｃｍ3の比較例９は、１１００℃×３０ｍｉｎの焼結を経ていることから、圧環強さは１５０ＭＰａ以上であったものの、寸法変化率が±０．１％以上であった。
　（ロ）処理温度について
　水蒸気処理の処理温度が圧環強さ及び寸法変化率に与える影響を確かめるため、圧粉密度６．５ｇ／ｃｍ3の２％Ｃｕ－Ｆｅ圧粉体に対し、処理温度を変えて、それぞれ４０分間、水蒸気処理を実施した。この場合の圧環強さ及び寸法変化率の判定結果を表４に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000004
　圧環強さに関しては、処理温度が３５０℃の実施例６、４００℃の実施例７、５５０℃の実施例９では１００ＭＰａ以上であり、処理温度４５０℃の実施例８と処理温度５００℃の実施例３では１５０ＭＰａ以上であった。最大寸法変化率は、いずれの実施例でも±０．１％未満であり、処理温度が５００℃以下の実施例３、８、７、６では±０．０５％未満であった。なお、処理温度３５０℃の実施例６では一部赤錆（Ｆｅ2Ｏ3）が発生しており、当初目的としたＦｅ3Ｏ4皮膜のみを形成することはできなかった。実施例６よりも処理温度が高かった実施例７、８、３、９では赤錆の発生は認められなかった。
　試験結果に照らし、水蒸気処理の処理温度は４００℃以上、好ましくは４００℃以上５５０℃以下、より好ましくは４５０℃以上５００℃以下の範囲とするのがよい。処理温度に関しては、５００℃の実施例３と５５０℃の実施例９の試験結果を対比すれば、処理温度は必ずしも高いほど良いというわけではないことが分かる。とくに、圧環強さも、寸法変化率も、従来の水蒸気処理の一般的な処理温度とされる５００～５６０℃よりも低い処理温度が好適であるとの知見を得た。
　（ハ）処理時間について
　水蒸気処理の処理時間が圧環強さ及び寸法変化率に与える影響を確かめるため、圧粉密度６．５ｇ／ｃｍ3の２％Ｃｕ－Ｆｅ圧粉体に対し、５００℃で、処理時間を変えて、水蒸気処理を実施した。この場合の圧環強さ及び寸法変化率の判定結果を表５に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000005
　表５からわかるように、実施例１０、３、１１はいずれも圧環強さが１５０ＭＰａ以上であり、寸法変化率も±０．１％未満であった。この結果に照らし、水蒸気処理の処理時間は２０分以上処理すれば十分な効果が得られると考える。
　なお、比較例３は、圧環強さは５０ＭＰａ未満であったが、寸法変化率に関しては、水蒸気処理も焼結も実施していないことから測定対象としなかった。比較例９は、圧環強さは１５０ＭＰａ以上あるものの、寸法変化率は±０．１％以上であった。
　（ニ）材質の差異について
　材質が圧環強さ及び寸法変化率に与える影響を確かめるため、基材となる還元鉄粉に対して異なる割合の電解銅粉を添加した粉末を用いて、圧粉密度６．５ｇ／ｃｍ3の圧粉体を成形し、５００℃で４０分間の水蒸気処理を実施した。この場合の各試験片の圧環強さ及び寸法変化率の判定結果を表６に示す。
Figure JPOXMLDOC01-appb-T000006
　還元鉄粉に対する電解銅粉の割合は、実施例１２が０ｗｔ．％、実施例３が２ｗｔ．％、実施例１３が２０ｗｔ．％であったが、いずれも圧環強さは１００ＭＰａ以上であった。これらの調査した組成においては、鉄比率を８０ｗｔ．％まで削減しても１００ＭＰａ以上の圧環強さを達成すること、しかも、いずれの組成においても寸法変化率は±０．１％未満であることがわかる。
　また、１１００℃で焼結した比較例８、９、１０の場合、寸法変化率は±０．１％以上であることから、水蒸気処理のみとした方が寸法変化は小さいことが分かる。なお、比較例６、３、７は、圧環強さは５０ＭＰａ未満であったが、寸法変化率に関しては、水蒸気処理も焼結も実施していないことから測定対象としなかった。
　次に、本発明の実施例の摩擦摩耗特性を評価するために、以下の試験を行った。
　圧粉体に水蒸気処理を施した上記の実施例２と、水蒸気処理を施していない比較例２の圧粉体に１１００℃×３０ｍｉｎの焼結処理を施した比較例１１の２種類の試験片を作製した。試験片数は各３個とした。これらの試験片を、潤滑油（油圧作動油　シェルテラスＳ２Ｍ６８、ＩＳＯ粘度ＶＧ６８相当）中に浸漬し、７０℃で１時間以上真空含浸させた。
　摩擦摩耗試験は、図２に示す試験機を用いて行った。この試験機は、回転軸２１を中心に揺動可能なアーム２２と、アーム２２の下方に設けられ、回転軸２３に固定された相手材２４と、相手材２４の外周面と摺動するフェルトパッド２５とを有する。試験片Ｗは、アーム２２の下面に取り付けられる。相手材２４は、外径φ４０ｍｍ、外径面副曲率Ｒ６０ｍｍ、表面粗さ０．０１μｍＲａ以下、ビッカース硬度が７８０ＨＶ以上であり、例えばＳＵＪ２焼き入れ鋼で形成される。フェルトパッド２５には、試験片Ｗに含浸させた潤滑油と同じ潤滑油を含浸させている。アーム２２に所定のおもり２６を取り付けて、試験片Ｗを所定の荷重で上方から相手材２４に対して押し付けた状態で、ヘルツの最大接触面圧０．５ＧＰａ、室温（２５℃）下、０．０５ｍ／ｓの回転速度で相手材２４を３０分間回転させた。このときに、試験片Ｗと相手材２４との間に発生する摩擦力を、アーム２２に設けたロードセル２７により検出した。また、回転終了後、試験片Ｗに形成された圧痕の寸法から、比摩耗量を算出した。
　上記の試験で得られた以下の３項目から、実施例２（水蒸気処理品）と比較例１１（焼結品）の摩擦摩耗特性を評価した。
・摩擦係数の収束値
・初期なじみ特性
・比摩耗量
　尚、この試験において、「摩擦係数の収束値」とは、試験終盤１０分間の摩擦係数の平均値のことを言う。また、初期なじみ特性とは、試験初期の摩擦係数の推移のことを言う。
　摩擦係数の収束値の結果を図３に示す。同図に示されているように、実施例２の摩擦係数の収束値は、比較例１１の摩擦係数の収束値とほぼ同等である。
　摩擦係数の推移の結果を図４に示す。同図に示されているように、摩擦係数の推移は実施例２と比較例１１とで異なっていた。具体的には、比較例１１は、試験開始当初は０．２を超える高い摩擦係数を示し、その後約１分で０．１５程度まで減少したが、最終的な水準に収束するまでに５～１０分程度要した。一方、実施例２は、試験開始当初から低い摩擦係数を示し、０あるいは数秒以内に試験終盤と同等の水準まで摩擦係数が減少し、そのまま低い水準を維持していた。このことから、水蒸気処理品である実施例２は、焼結品である比較例１１よりも優れた初期なじみ特性を有していると言える。
　比摩耗量の結果を図５に示す。同図に示されているように、比較例１１の比摩耗量は４００～８００×１０－１０ｍｍ３／（Ｎ・ｍ）であったのに対し、実施例２は５０～２５０×１０－１０ｍｍ３／（Ｎ・ｍ）であった。このように、実施例２の比摩耗量は、比較例１１の比摩耗量の１／２以下であった。このことから、水蒸気処理品である実施例２は、焼結品である比較例１１よりも優れた耐摩耗性を有していると言える。
　以上の結果から、水蒸気処理品である実施例２は、焼結品である比較例１１と同等の摩擦係数の収束値を有すると共に、焼結品である比較例１１よりも優れた初期なじみ特性及び耐摩耗性を有していることが確認された。
　次に、上記と同様の摩擦摩耗試験を、図２のフェルトパッド２５を撤去して外部給油の無い状態で行った。試験時間は５分間とした。また、この試験における「摩擦係数の収束値」は、試験終了時の摩擦係数とした。
　外部給油無しの摩擦摩耗試験における摩擦係数の収束値の結果を図６に示す。同図に示されているように、実施例２の摩擦係数の収束値は、比較例１１の摩擦係数の収束値とほぼ同等である。
　外部給油無しの摩擦摩耗試験における摩擦係数の推移の結果を図７に示す。同図に示されているように、比較例１１は、試験開始当初は０．１５を超える高い摩擦係数を示し、約１分間かけて収束値と同等の水準に低下している。これに対し、実施例２は、試験開始当初から終了までほぼ同等の低い摩擦係数を示している。このことから、水蒸気処理品である実施例２は、焼結品である比較例１１よりも優れた初期なじみ特性を有していると言える。
　外部給油無しの摩擦摩耗試験における比摩耗量の結果を図８に示す。同図に示されているように、比較例１１の比摩耗量は３０００～７０００×１０－１０ｍｍ３／（Ｎ・ｍ）であったのに対し、実施例２は１６００～２５００×１０－１０ｍｍ３／（Ｎ・ｍ）であった。このように、実施例２の比摩耗量は、比較例１１の比摩耗量の１／２以下であった。このことから、水蒸気処理品である実施例２は、焼結品である比較例１１よりも優れた耐摩耗性を有していると言える。
　以上の結果から、外部給油の無い場合であっても、外部給油のある場合と同様に、水蒸気処理品である実施例２は、焼結品である比較例１１と同等の摩擦係数の収束値を有すると共に、焼結品である比較例１１よりも優れた初期なじみ特性及び耐摩耗性を有していることが確認された。
　以上、具体的な実施例をもってこの発明の実施の形態を説明したが、この発明は、上に述べた実施の形態に限らず、特許請求の範囲に悖ることなく種々の改変を加えて実施をすることが可能である。
　この発明の機械部品は、１００ＭＰａを超える圧環強さを有するため、従来の焼結金属部品の代替品として使用することができる。焼結金属部品の具体例としては、例えば、摺動部品や磁性鉄心などが挙げられる。摺動部品としては、潤滑油を介して相手材と摺動するものが挙げられ、例えば油潤滑環境下で使用される軸受、ギヤ、カム等が挙げられる。軸受としては、油を介して相手材（軸）を摺動支持するすべり軸受、具体的には焼結含油軸受や流体動圧軸受が挙げられる。また、本発明の機械部品は、高負荷用途の焼結機械部品の代替に限らず、より軽負荷用途の焼結金属部品の代替ももちろん可能である。
 

Claims (9)

  1. 　酸化物皮膜を形成可能な金属粉末を主原料とする原料粉末を加圧成形した圧粉体であって、前記金属粉末の粒子間に酸化物皮膜が形成され、１００ＭＰａを超える圧環強さを有する機械部品。
  2. 　前記圧粉体は、寸法測定法による圧粉密度が５．０～７．６ｇ／ｃｍ3の範囲である請求項１の機械部品。
  3. 　前記酸化物皮膜は水蒸気処理によって形成させたものである請求項１又は２の機械部品。
  4. 　前記水蒸気処理の処理温度が４００℃以上５５０℃以下である請求項３の機械部品。
  5. 　潤滑油を介して相手材と摺動する摺動面を有する請求項１～４何れかの機械部品。
  6. 　酸化物皮膜を形成可能な金属粉末を主原料とする原料粉末を加圧成形して圧粉体を得、水蒸気処理により、前記圧粉体を構成する前記金属粉末の粒子間に酸化物皮膜を形成させることからなる、１００ＭＰａを超える圧環強さを有する機械部品の製造方法。
  7. 　前記圧粉体は、寸法測定法による圧粉密度が５．０～７．６ｇ／ｃｍ3の範囲である請求項６の機械部品の製造方法。
  8. 　前記圧粉体中に含まれる、成形用に添加した粉末潤滑剤成分を脱脂させた後、前記水蒸気処理を行う、請求項６又は７の機械部品の製造方法。
  9. 　前記水蒸気処理の処理温度が４００℃以上５５０℃以下である請求項６～８何れかの機械部品の製造方法。　
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