JP3897416B2 - 粉末アルミ合金製シリンダーライナ - Google Patents
粉末アルミ合金製シリンダーライナ Download PDFInfo
- Publication number
- JP3897416B2 JP3897416B2 JP28611197A JP28611197A JP3897416B2 JP 3897416 B2 JP3897416 B2 JP 3897416B2 JP 28611197 A JP28611197 A JP 28611197A JP 28611197 A JP28611197 A JP 28611197A JP 3897416 B2 JP3897416 B2 JP 3897416B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- aluminum alloy
- cylinder liner
- powder
- aluminum
- aln
- Prior art date
- Legal status (The legal status is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the status listed.)
- Expired - Fee Related
Links
Images
Landscapes
- Powder Metallurgy (AREA)
- Cylinder Crankcases Of Internal Combustion Engines (AREA)
- Pistons, Piston Rings, And Cylinders (AREA)
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】
この発明は、自動車、自動二輪車、スノーモービルおよび水上バイクなどに用いられる粉末アルミ合金製シリンダーライナに関するものであり、より特定的には、アルミ高圧鋳造によりエンジンブロック本体にシリンダーライナを鋳込む場合に適したシリンダーライナ用粉末アルミ合金に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
潤滑油中で摩擦摺動する自動車用部品あるいは自動二輪用部品の軽量化は、フリクション低減や駆動トルク低減などによる燃費改善効果が大きく期待できることから、コンロッドやピストンなどの摺動部分のアルミ軽量化は極めて有効である。
【０００３】
しかしながら、稼働中に何らかの原因により潤滑油が摺動界面に十分存在しない状態に陥ると、アルミ部分は焼きつき現象あるいは凝着といった問題を生じる。たとえばピストンではそれ自身をアルミ合金にするとともに、相手材の内燃機関用シリンダーライナ材として、摺動表面にニッケル、クロム、鉄などの硬質めっきを施した鋳造アルミニウム合金の適用による焼きつき現象の抑制が検討された。
【０００４】
しかし、素地を構成するアルミニウム合金の耐熱性が十分でないためにライナ材として使用に耐え得るものではなく、また、経済性の点においても問題があった。
【０００５】
そこで、アルミニウム合金の耐摩耗性・耐熱性を向上すべく、急冷凝固法により得られる微細組織を有する粉末アルミ合金を用いることで、これらの特性を改善し、シリンダーライナ材として実用化できる可能性が見出された。たとえば、特公平６−２１３０９号公報、特開平１−２５５６４１号公報に開示された技術によれば、特殊な合金組成を有するアルミニウム合金粉末に、微細で球状に近いアルミナ硬質粒子と潤滑成分としての黒鉛粉末を混合・添加し、熱間押出し法により固化し得た内燃機関用シリンダーライナ材を提案している。
【０００６】
また、特開平１−２７１０５３号公報に開示された技術においては、粉末アルミ合金製シリンダーライナをアルミ合金製エンジンブロック本体に鋳込む方法が提案されている。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、アルミ高圧鋳造法によりアルミ合金製エンジンブロック本体にこのようなアルミ合金製シリンダーライナを鋳込む場合、比較的短時間で鋳込みが終了するために、シリンダーライナ外周表面部はエンジンブロック本体と溶着・結合しない。この状態でエンジンブロックを常温まで冷却すると、シリンダーライナとエンジンブロックとの熱膨張率の関係により両者の接触界面に隙間が生じる。その結果、シリンダーライナがエンジンブロック本体から抜け落ちるといった問題がある。
【０００８】
これに対し、従来の技術では、シリンダーライナの外周表面に溝加工等による抜け落ち防止加工を施している。しかしながら、この抜け落ち防止加工は、シリンダーライナの厚肉化が余儀なくされ、シリンダーライナのコストアップや、エンジンブロック本体の大型化・重量増加といった問題を招いている。
【０００９】
したがって、この発明の目的は、溶製アルミ合金製エンジンブロック本体に、シリンダーライナを鋳込んだ後においても、シリンダーライナとエンジンブロック本体との界面に隙間を生じることなく、また抜け落ち防止のための加工を必要とせずに、さらに実際の使用に耐え得るような薄肉・軽量の粉末アルミ合金製シリンダーライナを提供することにある。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
この発明に基づいた請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナにおいては、溶製アルミ合金製エンジンブロックに鋳込まれる粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナは、熱間押出し法で円筒形状としたもので、その粉末アルミ合金は、アルミ合金全体に対して容積率で１％以上１５％以下の空孔率を有し、窒化アルミニウムを重量基準で０．５％以上１５％以下含有し、残部がアルミニウムのＡｌＮ分散型粉末アルミ合金であり、上記ＡｌＮ分散型粉末アルミ合金は、繊維状あるいは樹枝状にＡｌＮが層状の被膜としてアルミ合金中生成・分散している。また、上記粉末アルミ合金製シリンダーライナの熱膨張率をαC、上記溶製アルミ合金製エンジンブロックの熱膨張率をαBとするとき、両者の関係が１４×１０-6／℃≦αC≦２０×１０-6／℃であり、かつ、１×１０-6／℃≦αB−αC≦８×１０-6／℃を満足する。
【００１２】
以上、請求項１に記載の発明によれば、シリンダーライナとエンジンブロックの熱膨張率の関係により、両者の接触界面に隙間が生じることがない。その結果、エンジンブロックからのシリンダーライナの抜け落ちを防止することが可能となる。また、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒化アルミニウムを重量基準で０．５％以上１５％以下含有し、残部がアルミニウムのＡｌＮ分散型粉末アルミ合金である。これにより、十分な耐摩耗性および被切削性を得ることが可能となる。また、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、アルミ合金全体に対して容積率で１％以上１５％以下の空孔率を有している。これにより、ピストンやピストンリングと接触するシリンダーライナの摺動表面に空孔が分散することで、その空孔部分が摺動表面に対して凹状ピットを形成し、その部分に潤滑油が保持されて、ピストン等との摺動界面での油膜切れを防ぎ、優れた耐焼きつき性および耐摩耗性を実現させることが可能となる。さらに、上記ＡｌＮ分散型粉末アルミ合金は、繊維状あるいは樹枝状にＡｌＮが層状の被膜としてアルミ合金中生成・分散している。これにより、ＡｌＮ粒子はアルミ合金素地との接触界面に隙間はなく、アルミ素地と結合した構造を有することで強固に密着させることができ、アルミ合金の耐熱性、耐摩耗性および耐焼きつき性を大幅に向上させることが可能となる。その結果、高圧鋳造によりアルミ合金製エンジンブロック本体に鋳込んだ場合でも、シリンダーライナとして十分使用することができる。
【００１３】
次に、請求項２に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記粉末アルミ合金製シリンダーライナは、上記溶製アルミ合金製エンジンブロックにアルミ高圧鋳造法により鋳込まれる。
【００１６】
次に、請求項３に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒素を重量基準で０．１％以上５％以下含有し、残部がアルミニウムであり、かつ、上記窒素は上記アルミニウムと結合した構造を有するＡｌＮ分散型粉末アルミ合金である。
【００１７】
これにより、適正範囲量のＡｌＮを生成させることが可能となり、その結果耐熱性、耐摩耗性、耐焼きつき性および被削性に優れた粉末アルミ合金製シリンダーライナを得ることが可能となる。
【００１８】
次に、請求項４に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒化アルミニウムを重量基準で０．５％以上１５％以下含有し、Ｍｇを重量基準で０．０５％以上含有し、残部がアルミニウムであるＡｌＮ分散型粉末アルミ合金である。
【００１９】
次に、請求項５記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒素を重量基準で０．１％以上５％以下含有し、Ｍｇを重量基準で０．０５％以上の含有し、残部がアルミニウムであり、かつ、上記窒素はアルミニウムと結合した構造を有するＡｌＮ分散型粉末アルミ合金であるこれにより、確実に粉末アルミ合金中にＡｌＮを生成・分散させることが可能となり、優れたＡｌＮ分散型粉末アルミ合金を形成することが可能となる。
【００２０】
次に、請求項６に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、繊維状に一方向に成長した組織構造をもつ窒化アルミニウムを含み、かつ、その成長方向を厚みとした場合に上記窒化アルミニウムは３μｍ以下の層状粒子形状を有している。
【００２１】
このように、厚みが３μｍ以下であることによって、被切削性を低下させることなく、従来用いられているＡｌＮ粒子に比べて優れた摺動性を得ることが可能となる。
【００２２】
次に、請求項７に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒化アルミニウムを含み、この窒化アルミニウムとアルミ合金素地のマトリックスであるアルミニウムとの境に隙間がない結合界面を有している。
【００２４】
さらに、請求項８記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記空孔率は、アルミ合金全体に対して容積率で３％以上１０％以下である。
【００２５】
これにより、ピストンやピストンリングと接触するシリンダーライナの摺動表面に空孔が分散することで、その空孔部分が摺動表面に対して凹状ピットを形成し、その部分に潤滑油が保持されて、ピストン等との摺動界面での油膜切れを防ぎ、優れた耐焼きつき性および耐摩耗性を実現させることが可能となる。
【００２６】
次に、請求項９に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、黒鉛、ＭｏＳ2 、ＷＳ2 、ＣａＦからなるグループから選択される少なくとも１種以上の潤滑成分を重量基準で５％以下含有している。
【００２７】
また、請求項１０に記載の発明においては、請求項９に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記潤滑成分の含有量は、重量基準で１％以上３％以下である。
【００２８】
このように、黒鉛、ＭｏＳ2 、ＷＳ2 、ＣａＦ等の固形潤滑粉末はそれ自身の潤滑性能およびシリンダーライナの摺動面に分散して、上述した空孔と同様に、凹状の油溜まりを形成することで、ピストン等との摺動界面での油膜切れを防止し、優れた耐焼きつき性および耐摩耗性を実現させることが可能となる。
【００２９】
次に、請求項１１に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、Ｓｉ、Ｆｅ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｚｒからなるグループから選択される少なくとも１種以上の元素を含有し、かつ、その含有量が２５重量％以下である。
【００３０】
これにより、シリンダーライナ用粉末アルミ合金の耐摩耗性、耐焼きつき性、強度、硬度および剛性等の機械的特性を向上させることが可能となる。
【００３１】
次に、請求項１２に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナ用粉末アルミ合金は、ＴｉＯ2 、ＺｒＯ2 、ＳｉＯ2 、ＭｇＯ2 、Ａｌ2 Ｏ3 、Ｃｒ2 Ｏ3からなるグループから選択される少なくとも１種以上の酸化物球状粒子を５重量％以下含有している。
【００３２】
これにより、硬質粒子が、窒化アルミニウムやＳｉと同様、シリンダーライナ用粉末アルミ合金の素地中に分散し、耐摩耗性、耐焼きつき性を向上させることが可能となる。
【００３３】
【発明の実施の形態】
以下、この発明に基づいた粉末アルミ合金製シリンダーライナについて詳細に説明する。
【００３４】
（１） シリンダーライナとエンジンブロックの熱膨張率の関係とその作用効果について
アルミ合金製シリンダーライナをアルミ低圧鋳造によりエンジンブロック本体に鋳込む場合、５００℃を超えるような高温下で長時間アルミ合金製シリンダーライナの外周部がアルミ溶湯と接触する。そのためにアルミ合金製シリンダーライナとエンジンブロック本体との界面が溶着接合する。その結果、両者の間には、良好な結合界面が得られ、エンジンブロックからアルミ合金製シリンダーライナの抜け落ちといった問題は生じない。
【００３５】
これに対して、アルミ高圧鋳造によりアルミ合金製エンジンブロック本体にこのようなアルミ合金製シリンダーライナを鋳込む場合、比較的短時間で鋳込みが終了する。そのため、アルミ合金製シリンダーライナの外周表面部は、エンジンブロック本体と溶着接合せず、その結果両者の間には良好な結合界面が得られない。その結果、従来のシリンダーライナは、エンジンブロックから抜け落ちるといった問題が生じていた。
【００３６】
ここで、本願発明者らは、アルミ合金製シリンダーライナとエンジンブロックとの熱膨張率の関係により両者の接触界面に隙間が生じることなく、エンジンブロックからのシリンダーライナの抜け落ちを防止することのできる技術を発明した。
【００３７】
つまり、アルミ高圧鋳造によりシリンダーライナをエンジンブロックに鋳込んだ状態で、常温までエンジンブロック本体を冷却するとき、シリンダーライナ用アルミ合金の熱膨張率は、エンジンブロック本体のアルミ合金の熱膨張率に比べてある程度小さい場合、エンジンブロックはシリンダーライナに比べてより収縮することで、シリンダーライナとエンジンブロックとの接合界面に圧縮の残留応力が作用する。
【００３８】
この残留応力により、シリンダーライナはエンジンブロックに拘束された状態となる。その結果、両者の接触界面に隙間が生じることなく、シリンダーライナがエンジンブロック本体から抜け落ちるといった問題を回避することができる。
【００３９】
一方、エンジンが稼働する際に発生する熱によりシリンダーライナに比べてよりエンジンブロックが膨張して両者の接触界面に引張りの熱応力が作用する。その結果、上記の圧縮残留応力が低下して、シリンダーライナの抜け落ちの問題が生じる可能性がある。また、エンジンブロックからの圧縮の残留応力が過度に大きいと、薄肉のシリンダーライナでは剛性が十分でないために、シリンダーライナが変形して真円度が得られない場合がある。
【００４０】
そこで、本願発明者らは、これらの問題を考慮して、シリンダーライナとエンジンブロック本体との熱膨張率の相関を適正化した結果、
αB −αC ≧１×１０-6／℃かつ、αB −αC ≦８×１０-6／℃
αB ：エンジンブロック用アルミ合金の熱膨張率
αC ：シリンダーライナ用アルミ合金の熱膨張率
を満足する場合に限り、シリンダーライナの変形やエンジン稼働時のシリンダーライナの抜け落ち等の問題が生じることなく、シリンダーライナの薄肉化が実現できることを見出した。
【００４１】
つまり、αB −αC ＜１×１０-6／℃の場合は、シリンダーライナとエンジンブロックとの接触界面における圧縮応力は十分大きくないため、シリンダーライナに対してエンジンブロックからの十分な拘束力が得られず、常温あるいはエンジン稼働時の高温下において両者の接触界面に隙間が発生してシリンダーライナの抜け落ちが生じる。
【００４２】
また、αB −αC ＞８×１０-6／℃は、上記のとおりエンジンブロックからの圧縮の残留応力が大きくなるために、シリンダーライナに対する拘束力は十分に得られるが、肉厚（外径と内径の差）が小さいシリンダーライナでは剛性が小さくなるために、過剰な圧縮応力が作用するとシリンダーライナが径方向に変形して真円度が得られなくなる。したがって、シリンダーライナの薄肉化が妨げられるといった問題が生じる。
【００４３】
ただし、このときのシリンダーライナに用いる粉末アルミ合金の熱膨張率に関する具体的な値として、αC は１４×１０-6／℃〜２０×１０-6／℃であることが望ましい。
【００４４】
一般に、エンジンブロックに用いられる溶製アルミ合金の熱膨張率αB は１８×１０-6／℃〜２２×１０-6／℃程度であるため、上述したシリンダーライナとエンジンブロックとの熱膨張率の相関（１×１０-6／℃≦αB −αC ≦８×１０-6／℃）を満足するためには、シリンダーライナの熱膨張率αC は１４×１０-6／℃以上であることが望ましい。
【００４５】
また、後述するように、シリンダーライナに要求される重要特性の１つである耐摩耗性と強い相関のある窒化アルミニウムとＳｉに関して、その合計含有量は５％以上であることが望ましく、その場合の粉末アルミ合金の熱膨張率は２０×１０-6／℃以下となる。よって、エンジンブロックとの鋳込み性ならびにシリンダーライナの耐摩耗特性を両立する場合のシリンダーライナ用粉末アルミ合金の熱膨張率αC は、１４×１０-6／℃〜２０×１０-6／℃であることが望ましい。
【００４６】
一方、本願発明者らは、シリンダーライナを構成する粉末アルミ合金に含まれる窒化アルミニウムとＳｉとの合計含有量について、上記の熱膨張率の適正範囲と優れた耐摩耗性を両立させるために必要な適正範囲を見出した。
【００４７】
具体的には、粉末アルミ合金に含まれる窒化アルミニウムとＳｉの合計含有量は、粉末アルミ合金全体に対して重量基準で５％以上３０％以下であり、より望ましくは７％以上２０％以下である。
【００４８】
ここで、窒化アルミニウムとＳｉとの合計含有量が５％未満の場合、シリンダーライナとして要求される耐摩耗性を有することが困難となる。一方、両者の合計含有量が３０％を超えると、シリンダーライナの熱膨張率αC が１４×１０-6／℃よりも小さくなり、上記のような問題が生じる。
【００４９】
特に被削性の観点からは両者の合計含有量は２０％以下であることが望ましく、また、相手材のピストンやピストンリングとの摺動特性の観点からは合計含有量は７％以上であることがより望ましい。よって、本実施の形態においては、粉末アルミ合金中の窒化アルミニウムとＳｉの合計含有量は５％以上３０％以下である。
【００５０】
（２） ＡｌＮ分散型粉末アルミ合金における窒化アルミニウムの特徴とその作用・効果
シリンダーライナはピストンやピストンリングなどの相手材と摺動することから高温での耐摩耗性・耐焼きつき性および相手攻撃性が要求される。本実施の形態におけるシリンダーライナに用いる粉末アルミ合金においては、耐熱性、耐摩耗性、耐焼きつき性および相手攻撃性を向上させる目的から、５００℃の高温を超えても熱的に安定である窒化アルミニウム（ＡｌＮ）をアルミ合金中に生成・分散させることにより、従来の粉末アルミ合金に比べて優れた耐熱性や摩擦摺動特性を有することを見出した。
【００５１】
しかも、本実施の形態においては、従来の粉末冶金技術にあるようにＡｌＮを粉末（粒子）としてアルミ合金粉末と混合して焼結アルミ合金中に添加・分散するのではなく、アルミ合金粉末中のアルミ成分と窒素ガスを反応させることでＡｌＮをアルミ合金中に生成・分散させることが特徴である。
【００５２】
つまり、従来の方法によれば、添加されたＡｌＮ粒子はアルミ合金素地との接触界面に隙間があり、このＡｌＮ粒子は素地中に機械的に拘束された状態であるために、耐熱性の改善効果が少なく、また、ピストンやピストンリングなどの相手材と摩擦・摺動する場合にＡｌＮ粒子が脱落して硬い摩耗粉となり、焼きつき現象やかじり現象といった問題を生じる。
【００５３】
これに対して、本実施の形態によれば、上記のとおりＡｌＮはアルミ合金粉末中のアルミと反応（以下、直接窒化反応と称す。）して生成することから、ＡｌＮ粒子はアルミ合金素地との接触界面に隙間はなく、アルミ素地と結合した構造を有することで強固に密着する。その結果、アルミ合金の耐熱性、耐摩耗性および耐焼きつき性は大幅に向上する。したがって、本実施の形態における粉末アルミ合金は、高圧鋳造によりアルミ合金製エンジンブロック本体に鋳込んだ場合でも、シリンダーライナとして十分使用することができる。
【００５４】
本実施の形態におけるシリンダーライナの具体的な製法としては、まず、油圧プレスや冷間静水圧プレス等によりアルミ合金粉末を型押し成形して圧粉体を作製する。この圧粉体を窒素ガス雰囲気中で加熱・焼結することにより得られたアルミ合金焼結体の旧粉末粒界に、窒化反応によるＡｌＮを生成・分散させる。また、必要に応じて熱間押出し法や熱間鍛造法を施すことで焼結体の強度を向上することも有効である。
【００５５】
このような製法により得られる本実施の形態における粉末アルミ合金において、適正なＡｌＮ生成量は粉末アルミ合金全体に対して重量基準で０．５％以上１５％以下であり、耐摩耗性・被削性の観点からより好ましくは１％以上７％以下である。ＡｌＮ生成分散量が０．５重量％未満の場合、十分な耐熱性・耐摩耗性が得られない。一方、ＡｌＮ生成分散量が１５％を超えても耐摩耗性は顕著に向上せず、かえって被削性の低下や焼結体の靱性の低下、あるいは焼結工程の長時間化といった経済性の問題が生じる。
【００５６】
なお、上記の適正範囲量のＡｌＮを生成させるためには、アルミ成分と反応するために必要な窒素量として重量基準で０．１％以上５％以下を粉末アルミ合金中に含有する。つまり窒素量が０．１％未満では０．５％以上のＡｌＮを生成できず、また窒素量が５％を超えると１５％を超えるＡｌＮを生成することを本願発明者らは確認した。
【００５７】
以上により、本実施の形態における粉末アルミ合金製シリンダーライナは、アルミ合金全体に対して重量基準で０．５％以上１５％以下のＡｌＮを、また０．１％以上５％以下の窒素を含有することで、耐熱性、耐摩耗性、耐焼きつき性および被削性に優れており、アルミ高圧鋳造によりアルミ合金製エンジンブロック本体に鋳込んだ状態でシリンダーライナとして使用することが可能となる。
【００５８】
なお、上記のように直接窒化反応を進行させて粉末アルミ合金中にＡｌＮを生成・分散させるためには、Ｍｇを０．０５％以上含有することが好ましい。Ｍｇは事前にアルミ合金粉末中に含有させており、窒素ガス雰囲気中でアルミ圧粉体を加熱・焼結する際に粉末表面を覆う酸化アルミ被膜を還元反応により除去する効果を有している。その結果、窒素ガスと粉末中のアルミ成分が反応してＡｌＮを生成できる。したがって、本実施の形態の粉末アルミ合金においてはＭｇの含有量としては０．０５重量％以上必要である。つまり、Ｍｇ含有量が０．０５重量％未満の場合、上記のＭｇによる還元反応が十分に生じないために、ＡｌＮを均一に生成できないといった問題を生じる。
【００５９】
さらに、上記のように直接窒化反応を利用して粉末アルミ合金中に生成するＡｌＮは、従来法による添加したＡｌＮ粒子と組織構造が大きく異なる。具体的には、直接窒化反応の過程において、ＡｌＮは圧粉体中のアルミ合金粉末表面から一方向に繊維状あるいは樹枝状に成長する。その結果、図１および図２に示すような層状の被膜としてアルミ合金中に生成・分散する。
【００６０】
一方、従来のＡｌＮ粒子分散型焼結アルミ合金においては、図３に示すように、単結晶を有したＡｌＮ粒子が分散している。つまり、本実施の形態における窒化反応法による焼結アルミ合金中のＡｌＮは、図１および図２に示すような繊維状の組織構造を有することで従来法で用いられるＡｌＮ粒子に比べて、優れた摺動性を有することを本願発明者らは見出した。
【００６１】
しかも、繊維状に成長する方向をＡｌＮの厚み方向とするとき、窒化反応により生成するＡｌＮの厚みは３μｍ以下であることが望ましく、より好ましくは１μｍ以下である。これはＡｌＮの厚みがＡｌＮの生成量にほぼ比例しており、たとえば、ＡｌＮの生成量が１５重量％の場合のＡｌＮの厚みは約３μｍであることから、本実施の形態において提案する直接窒化反応法により生成するＡｌＮの厚みは３μｍ以下となる。つまり、厚みが３μｍを超えることは、ＡｌＮの生成量が１５重量％を超えることを意味しており、その場合は、上記のように焼結体の被削性や靱性の低下といった問題が生じる。特に、被削性の観点からはＡｌＮの厚みは１μｍ以下であることがより好ましい。
【００６２】
（３） 粉末アルミ合金中の空孔率とその作用・効果
ピストンやピストンリングと接触するシリンダーライナの摺動表面に空孔が分散することでその空孔部分が摺動表面に対して凹状ピットを形成し、この部分に潤滑油が保持されてピストン等との摺動界面での油膜切れを防ぎ、優れた耐焼きつき性および耐摩耗性を実現させることが可能となる。
【００６３】
このような効果を得るためには、本実施の形態における粉末アルミ合金中の空孔率はアルミ合金全体に対して容積率で１５％以下であり、好ましくは３％以上１０％以下であることが好ましい。空孔率が１５％を超えると、粉末アルミ合金の機械的特性が低下する。たとえばシリンダーライナとしての強度や剛性が十分に得られず、その結果、エンジンブロックに鋳込んだ際にシリンダーライナが変形するといった問題が生じる。したがって、優れた耐焼きつき性、耐摩耗性および機械的特性を両立させるためには、粉末アルミ合金中の空孔率は１５％以下であることが必要であり、より好ましい範囲として３％以上１０％以下であることを見出した。
【００６４】
（４） 固形潤滑成分とその作用・効果
黒鉛、ＭｏＳ2 、ＷＳ2 、ＣａＦなどの固形潤滑粉末はそれ自身の潤滑性能およびシリンダーライナの摺動面に分散して上記の空孔と同様に、凹状の油溜まりを形成することでピストン等との摺動界面での油膜切れを防ぎ、優れた耐焼きつき性および耐摩耗性を実現させることが可能となる。本実施の形態におけるシリンダーライナの粉末アルミ合金は、黒鉛、ＭｏＳ2 、ＷＳ2 、ＣａＦから選ばれた少なくとも１種類あるいは２種以上の潤滑成分を重量基準で５％以下、好ましくは１％以上３％以下含有する。
【００６５】
潤滑成分の含有量が５重量％を超えるとアルミ合金素地を構成するアルミ合金粉末同士の結合強度が低下するためにシリンダーライナとして要求される機械的特性が十分に得られないとともにシリンダーライナの製法の１つである熱間押出し法において、アルミ合金粉末同士の結合が十分でないために押出し後のライナ表面がささくれた状態（むしれた状態）となり、製造面においての問題も生じる。
【００６６】
したがって、シリンダーライナの機械的特性の低下を抑え、かつ、優れた耐摩耗性および耐焼きつき性を得るためには、黒鉛、ＭｏＳ2 、ＷＳ2 、ＣａＦから選ばれた少なくとも１種あるいは２種以上の潤滑成分を重量基準で５％以下、好ましくは１％以上３％以下含有する必要がある。
【００６７】
（５） 粉末アルミ合金の組成とその作用・効果
本実施の形態における粉末アルミ合金では、必要に応じてＳｉ、Ｆｅ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、ＺｒおよびＭｎのうち、少なくとも１種以上の元素を含有することで、以下に示すようなそれぞれの効果を実現することができる。ただし、粉末アルミ合金の耐摩耗性・耐焼きつき性や強度、硬度、剛性等の機械的特性を向上させるためには、上記の各元素について少なくとも１種あるいは２種以上含有し、かつ、合計含有量が２５％以下であることが望ましい。なぜならば、各添加元素の合計含有量が２５％を超えても各特性は著しく向上せず、かえって粉末アルミ合金の靱性が低下するといった問題や、また、アルミ合金の硬さや剛性が大きくなり過ぎるために、後工程である熱間押出しが困難となるといった製法上の問題が生じる。
【００６８】
また、本実施の形態においては、上記の各元素をアルミ合金中に添加した場合、所定の合金組成を有する溶湯から急冷凝固法によりアルミ合金粉末を作製し、これを原料粉末に用いる。つまり、所定の合金成分からなるアルミ合金溶湯を噴霧法（アトマイズ法）により粉末にし、このアルミ合金粉末を成形・加熱固化することにより所定の組成を有する焼結アルミ合金を作り出すことができる。ここで、上記各元素の特徴について以下簡単に説明する。
【００６９】
（Ｉ） Ｓｉ
アルミ合金の素地中に分散して合金の耐摩耗性・耐焼きつき性を向上させる効果がある。ただし、２５％を超えて添加しても特性はさらに向上せず、かえってアルミ合金の靱性が低下するといった問題や、また、アルミ合金の剛性が大きくなるために熱間押出しにおいて押出し体を創製する際に高い押出し力、すなわち大型の押出し設備が必要となり、経済性の問題が生じる。
【００７０】
（ＩＩ） Ｆｅ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｚｒ
これらの金属元素はアルミニウムと微細な金属間化合物を形成して素地中に分散することでアルミ合金の耐熱性と剛性・硬さを向上させる効果がある。つまり、耐熱性を改善することで摺動時における相手材との焼きつきは大幅に抑制されることからこれらの元素の添加は有効である。
【００７１】
また、このような熱的に安定な金属間化合物を微細かつ均一に分散させることで、加熱・焼結時におけるＳｉ結晶の成長を抑制することができる。その結果、アルミ合金の被削性が大幅に向上するといった効果もある。
【００７２】
なお、このような効果を得るためには、Ｆｅ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｚｒの添加は有効であり、その際、それぞれ１％以上含有する必要がある。一方、これらの元素を適正量加えて添加した場合、上記のようなアルミニウムとの金属間化合物が粗大化するために、かえってアルミ合金の靱性や強度を低下させるといった問題や、アルミ合金粉末を製造する上でアルミ合金溶湯の融点が上昇するために製造コストアップを誘発する。その結果、アルミ合金粉末の価格が高くなるといった経済性の問題も生じる。したがって、本実施の形態においては、各元素の適正添加量として、Ｆｅ；１〜８％、Ｎｉ；１〜８％、Ｃｒ：１〜６％、Ｔｉ；１〜４％、Ｚｒ；１〜４％を設定した。
【００７３】
（ＩＩＩ） Ｍｎ
上記の金属元素と同様に、アルミニウムとの金属間化合物を形成し、合金素地中に均一分散することで、合金の機械的特性ならびに摺動時における相手材との耐焼きつき性を向上させる効果がある。これらの効果を実現させるためには、１％以上含有する必要があるが、５％を超えて添加しても特性は向上せず、かえってアルミ合金の靱性を低下させることになる。
【００７４】
（６） 硬質粒子
本実施の形態におけるシリンダーライナ用粉末アルミ合金は、必要に応じて、ＴｉＯ2 、ＺｒＯ2 、ＳｉＯ2 、ＭｇＯ2 、Ａｌ2 Ｏ3 、Ｃｒ2 Ｏ3 から選ばれた少なくとも１種以上の酸化物球状粒子を５重量％以下含有する。
【００７５】
硬質粒子は、窒化アルミニウムやＳｉと同様粉末アルミ合金の素地中に分散して耐摩耗性、耐焼きつき性を向上させる効果がある。ただし、硬質粒子の添加量はアルミ合金全体に対して重量基準で５％以下であることが望ましい。なぜならば、５％を超えて硬質粒子を添加しても、耐摩耗性や耐焼きつき性は顕著に向上することはなく、かえってアルミ合金の被削性が低下し、また、相手材を攻撃するといった問題が生じるからである。
【００７６】
なお、硬質粒子の種類としては、ＴｉＯ2 、ＺｒＯ2 、ＳｉＯ2 、ＭｇＯ2 、Ａｌ2 Ｏ3 、Ｃｒ2 Ｏ3 などの酸化物粒子が好ましい。中でも、アルミ合金の耐摩耗性および被削性の観点からは、ＴｉＯ2 、ＳｉＯ2 、ＭｇＯ2 、Ａｌ2 Ｏ3 の酸化物球状粒子の添加がより有効であることを本発明者らは見出した。
【００７７】
【実施例】
以下、本発明に基づいた実施の形態における実施例について、表を参照しながら以下説明する。
【００７８】
（実施例１）
【００７９】
【表１】
なお、表１中において、「隙間なく良好」とは、エンジンが稼働した状態においても、エンジンブロックからのシリンダーライナの抜け落ちがないことを意味する。また、「隙間あり」とは、鋳込みが終了した段階でシリンダーライナがエンジンブロックから抜け落ちることを、あるいはエンジン稼働時の高温下においてシリンダーライナとエンジンブロックとの界面に隙間が生じてエンジンブロックからのシリンダーライナの抜け落ちが生じることを意味する。
【００８０】
上記表１に示すような熱膨張率αC を有するアルミ合金製シリンダーライナをアルミ高圧鋳造法によりエンジンブロック本体中に鋳込んだ後、シリンダーライナとエンジンブロックとの接触界面の結合状態およびシリンダーライナの直径方向での変形の有無を確認した。
【００８１】
なお、シリンダーライナには抜け落ち防止のための溝加工などは施さずに鋳込み実験を行なった。また、ここで、アルミ高圧鋳造法により製造したアルミ合金製エンジンブロック本体の合金組成はＡｌ−１７％Ｓｉ−３Ｃｕ−１Ｍｇ（重量％）であり、その熱膨張率αB は、１９．５×１０-6／℃である。ただし、ここで記載した熱膨張率の値は常温から２００℃までの平均値である。
【００８２】
表１に示すように、本願発明が規定するαB −αC ≧１×１０-6／℃、かつ、αB −αC ≦８×１０-6／℃といった熱膨張率の関係式を満足するシリンダーライナとエンジンブロックとの組合せ番号、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．５においては、鋳込んだ後のシリンダーライナの外周面はエンジンブロックからの圧縮残留応力によりエンジンブロック本体によって強固に拘束されており、シリンダーライナとエンジンブロック本体との接触界面に隙間が生じることない。
【００８３】
その結果、シリンダーライナに抜け落ち防止加工を施さなくとも、エンジンブロック本体からのシリンダーライナの抜け落ちといった問題が発生していないことがわかる。
【００８４】
また、エンジンブロックからの拘束力が適正条件であるために鋳込んだ後のシリンダーライナ自身が変形することなく、シリンダーライナとして十分使用することのできる真円度を有している。したがって、シリンダーライナの薄肉化を実現することが確認できる。
【００８５】
一方、本願発明が規定するシリンダーライナとエンジンブロックとの熱膨張率に関する上記の関係式を満足しないＮｏ．６〜Ｎｏ．８においては、以下のような問題が生じることが確認される。
【００８６】
Ｎｏ．６；シリンダーライナの熱膨張率が小さすぎるために、エンジンブロックからの圧縮応力による拘束力が過剰に作用するためにシリンダーライナが変形する。
【００８７】
Ｎｏ．７；シリンダーライナの熱膨張率が大きすぎるために、エンジンブロックからの圧縮応力による拘束力が十分に作用しないために、シリンダーライナがエンジンブロックに保持されず、隙間が生じて抜け落ちる。
【００８８】
Ｎｏ．８；シリンダーライナの熱膨張率が大きすぎるために、エンジンブロックからの圧縮応力による拘束力が十分に作用しないために、シリンダーライナがエンジンブロックに保持されず、隙間が生じて抜け落ちる。
【００８９】
（実施例２）
【００９０】
【表２】
なお、表２中において、「隙間なく良好」とは、エンジンが稼働した状態においても、エンジンブロックからのシリンダーライナの抜け落ちがないことを意味する。また、「隙間あり」とは、鋳込みが終了した段階でシリンダーライナがエンジンブロックから抜け落ちることを、あるいはエンジン稼働時の高温下においてシリンダーライナとエンジンブロックとの界面に隙間が生じてエンジンブロックからのシリンダーライナの抜け落ちが生じることを意味する。
【００９１】
表２に示すようなＮｏ．１〜Ｎｏ．７に示す熱膨張率αC を有するアルミ合金製シリンダーライナをアルミ高圧鋳造法によりエンジンブロック本体中に鋳込んだ後、シリンダーライナとエンジンブロックとの接触界面の結合状態およびシリンダーライナの直径方向での変形の有無を確認した。
【００９２】
なお、シリンダーライナには抜け落ち防止のための溝加工等は施さず鋳込み実験を行なった。また、アルミ高圧鋳造法により作製したアルミ合金製エンジンブロック本体の合金組成は、Ａｌ−１１％Ｓｉ−３Ｃｕ−０．５Ｍｇ（重量％）であり、その熱膨張率αB は、２１×１０-6／℃である。ただし、ここで記載した熱膨張率の値は常温から２００℃までの平均値である。
【００９３】
表２に示すように、本願発明が規定するαB −αC ≧１×１０-6／℃、かつ、αB −αC ≦８×１０-6／℃といった熱膨張率の関係式を満足するシリンダーライナとエンジンブロックとの組合せは、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．６である。鋳込んだ後のシリンダーライナ外周面はエンジンブロックからの圧縮残留応力によりエンジンブロック本体によって強固に拘束されており、シリンダーライナとエンジンブロック本体との接触界面に隙間が生じることがない。
【００９４】
その結果、シリンダーライナに抜け落ち防止加工を施さなくとも、エンジンブロック本体からのシリンダーライナの抜け落ちといった問題が発生していないことがわかる。また、エンジンブロックからの拘束力が適正条件であるために、鋳込んだ後のシリンダーライナ自身が変形することなく、シリンダーライナとして十分使用できる真円度を有している。したがって、シリンダーライナとしての薄肉化が実現できることが確認できた。
【００９５】
一方、本願発明が規定するシリンダーライナとエンジンブロックとの熱膨張率に関する上記の関係式を満足しないＮｏ．６およびＮｏ．７の場合、以下のような問題が生じることが確認された。
【００９６】
Ｎｏ．６；シリンダーライナの熱膨張率が小さすぎるために、エンジンブロックからの圧縮応力による拘束力が作用するためにシリンダーライナが変形する。
【００９７】
Ｎｏ．７；シリンダーライナの熱膨張率が大きすぎるために、エンジンブロックからの圧縮応力による拘束力が十分に作用しないために、シリンダーライナがエンジンブロックに保持されず、隙間が生じて抜け落ちる。
【００９８】
（実施例３）
【００９９】
【表３】
上記表３に示すＮｏ．１〜Ｎｏ．１８のアルミ合金粉末に、必要に応じて酸化物球状粒子（平均粒径５〜１０μｍ）および固体潤滑粒子（平均粒径５〜１５μｍ）を混合したものを原料粉末とし、これを成形した後、窒素雰囲気中で加熱・焼結することでアルミ合金焼結体中に窒化アルミニウム（ＡｌＮ）を生成させ、この焼結体を熱間押出し法によりシリンダーライナを作製した。ここで、それぞれの酸化物球状粒子、固体潤滑粒子とＡｌＮおよび窒素の含有量は、焼結アルミ合金全体に対する比率を重量％で示している。また、押出し条件によりシリンダーライナの空孔率を３〜５％に調節した。
【０１００】
シリンダーライナ素材から摩耗試験用試料を作製し、溶製アルミ合金（ＪＩＳＡＣ８Ａ材）を相手材に用いて、境界潤滑条件における各焼結アルミ合金の耐摩耗性を評価した。また、油膜切れの条件下での耐焼きつき性（押しつけ荷重を増加させて焼きつき現象が発生した際の荷重を比較）を評価した。なお、チップオンディスク式摩耗試験を用いてそれぞれの特性を評価した。
【０１０１】
さらに、比較材Ｎｏ．１９として溶製アルミ合金（ＪＩＳ ＡＣ８Ａ材）を用いたシリンダーライナを作製し、試料の摺動面には硬質Ｃｒめっきを施した。さらに、比較材Ｎｏ．２０として鋳鉄材を用いた。摩耗試験後のライナ素材および相手材の摩耗量および焼きつき発生荷重の評価結果を表４に示す。
【０１０２】
【表４】
本実施例におけるシリンダーライナ用焼結アルミ合金においては、表４からわかるように、耐摩耗性に優れ、かつ相手材への攻撃性も少なく、現行の鋳鉄材や硬質Ｃｒめっき処理を施したアルミ合金と同等であることがわかる。また、耐焼きつき性についても鋳鉄材と同等であり、めっき被膜が剥離した硬質Ｃｒめっき処理材に比べて優れていることがわかる。
【０１０３】
一方、比較材Ｎｏ．１３〜Ｎｏ．１８については、以下のような問題が確認された。
【０１０４】
Ｎｏ．１３；ＡｌＮが含有されていないために、十分な耐摩耗性および相手攻撃性が得られない。
【０１０５】
Ｎｏ．１４；ＡｌＮ含有量が少ないために、十分な耐摩耗性および相手攻撃性が得られない。
【０１０６】
Ｎｏ．１５；ＡｌＮ含有量が１８％と多いためにアルミ合金の強度が低下し、加圧時に試料が欠損した。
【０１０７】
Ｎｏ．１６；潤滑粒子の含有量が６％と多いためにアルミ合金の強度が低下し、加圧時に試料が欠損した。また、熱間押出し時にシリンダーライナ表面がむしれた状態を示した。
【０１０８】
Ｎｏ．１７；硬質粒子の含有量が６％と多いために、相手材を攻撃し、耐焼きつき性が低下する。
【０１０９】
Ｎｏ．１８；硬質粒子の含有量が７％と多いために、相手材を攻撃し、耐焼きつき性が低下する。
【０１１０】
なお、Ｎｏ．１５においては、ＡｌＮの含有量が、またＮｏ．１７，１８においては、硬質粒子の含有量が本願発明が規定する適正量よりも多いために、摩擦試験片に加工する際に超硬工具の磨耗が他に比べて顕著であった。
【０１１１】
（実施例４）
上記実施例３において、シリンダーライナ素材を所定の円筒形状に加工した後、アルミ高圧鋳造法によりアルミ合金製エンジンブロックに鋳込み、各シリンダーライナについて単体耐久試験を実施した。
【０１１２】
なお、比較材Ｎｏ．１９は溶製アルミ合金（ＪＩＳ ＡＣ８Ａ材）を用いたシリンダーライナを作製し、その摺動面に耐摩耗性や耐焼きつき性を改善する目的で、硬質Ｃｒめっきを施した。また、比較材Ｎｏ．２０は、Ｆｃ鋳鉄材を用いて同形状のシリンダーライナを作製してエンジンブロックに鋳込んだ。また、ピストン材として溶製アルミ合金（ＪＩＳ ＡＣ８Ａ材）を用いており、比較材Ｎｏ．１９の場合に限り、ピストン材として溶製アルミ合金（ＪＩＳ ＡＣ８Ａ材）に加えて、シリンダーライナと摺動する外周表面にＦｅめっきを施したものも準備した。
【０１１３】
耐久試験後のシリンダーライナおよびピストンの摺動面の破損状況を観察し、摩耗や凝着（焼きつき）の有無を確認した。その結果を表５に示す。
【０１１４】
【表５】
本実施例におけるシリンダーライナ用焼結アルミ合金においては、上記表５からわかるように、シリンダーライナ自身の耐摩耗性に優れており、またピストンにＦｅめっきを施さなくても摩耗や凝着を生じることなく、相手材への攻撃性も少なく、現行の鋳鉄材と同等である。
【０１１５】
一方、比較材Ｎｏ．１３〜Ｎｏ．１９については、以下のような問題が確認された。
【０１１６】
Ｎｏ．１３；ＡｌＮが含有されていないために、十分な耐摩耗性および相手攻撃性が得られない。
【０１１７】
Ｎｏ．１４；ＡｌＮ含有量が少ないために、十分な耐摩耗性および相手攻撃性が得られない。
【０１１８】
Ｎｏ．１５；ＡｌＮ含有量が１８％と多いためにピストン側への攻撃量は増加した。
【０１１９】
Ｎｏ．１６；潤滑粒子の含有量が６％と多いためにアルミ合金の強度が低下し、耐摩耗性が若干低下した。
【０１２０】
Ｎｏ．１７；硬質粒子の含有量が６％と多いために、ピストン側への攻撃量が増加した。
【０１２１】
Ｎｏ．１８；硬質粒子の含有量が７％と多いために、ピストン側への攻撃量が増加した。
【０１２２】
Ｎｏ．１９；溶製アルミ合金ではその摺動面に硬質Ｃｒめっきを施し、かつ、ピストン側にもＦｅめっきを施さないと、摩耗や凝着といった問題が生じてライナとしては使用できない。
【０１２３】
なお、Ｎｏ．１５においては、ＡｌＮの含有量が、またＮｏ．１７，１８においては、硬質粒子の含有量が本発明が規定する適正量よりも多いために、シリンダーライナ形状に加工する際に超硬工具の摩耗が他に比べて顕著であった。
【０１２４】
以上により、本実施例における焼結アルミ合金は、硬質Ｃｒめっきなどの表面処理を施さなくとも、シリンダーライナとしての耐摩耗性・耐焼きつき性を十分に有しており、また相手のピストン側にもＦｅめっき処理を施すことなく使用できるといった経済性の面においても優れている。
【０１２５】
（実施例５）
重量基準でＳｉ；１２％、Ｆｅ；３％、Ｎｉ；３％、Ｍｇ；１％を含有するアルミ合金粉末に対してＴｉＯ2 粒子（平均粒径；７μｍ）を１．５％、黒鉛粉末（平均粒径；１０μｍ）を１％それぞれ添加した混合粉末を成形した後、５４０℃に制御した窒素雰囲気中で３ｈｒ加熱・保持することで焼結アルミ合金を作製し、かつ、その際に窒化反応により焼結アルミ合金全体に対して４％のＡｌＮが生成する焼結体を得た。この素材から熱間押出し法により円筒形状のシリンダーライナを作製した。
【０１２６】
このとき、押出し条件（押出し比）を制御することで、押出し後のシリンダーライナ素材の空孔率を変えて各アルミ合金の耐摩耗性および耐焼きつき性を評価した。その結果を表６に示す。
【０１２７】
【表６】
なお、耐摩耗性については上記実施例３に記載のチップオンディスク式摩耗試験により境界潤滑条件での性能を評価した。また、相手材であるディスク側には溶製アルミ合金（ＪＩＳ ＡＣ８Ａ材）を使用した。
【０１２８】
さらには、各シリンダーライナをアルミ高圧鋳造によりエンジンブロック本体に鋳込み、そのときのシリンダーライナの変形の有無を確認した。なお、比較材としてＦＣ鋳鉄を用いたシリンダーライナについても併せて評価を行なった。
【０１２９】
表６からわかるように、本願発明において規定する空孔率を有する焼結アルミ合金を用いたシリンダーライナにおいては、現行のシリンダーライナ材であるＦＣ鋳鉄材と同等の耐摩耗性および耐焼きつき性を有している。
【０１３０】
特に、空孔率が３％〜１０％の焼結アルミ合金については、それらの特性はさらに優れていることがわかる。また、エンジンブロックに鋳込んだ場合においても、エンジンブロック本体側からの拘束力により変形することなく、シリンダーライナ形状に加工した状態の真円度が確保されていることがわかる。一方、比較材においては以下のような問題が確認された。
【０１３１】
Ｎｏ．６；空孔率が１８％と大きいためにエンジンブロックに鋳込んだ際に、シリンダーライナ側に作用する圧縮応力によりシリンダーライナが変形した。
【０１３２】
Ｎｏ．７；空孔率が２２％と大きいために焼結アルミ合金の強度が低下し、摩擦試験において試料が欠損した。また、エンジンブロックに鋳込んだ際に、シリンダーライナ側に作用する圧縮応力によりシリンダーライナが変形した。
【０１３３】
（実施例６）
実施の形態において提案する窒化反応法により作製した熱間押出し後の焼結アルミ合金（合金組成；Ａｌ−１２Ｓｉ−２Ｎｉ−１Ｍｇ−２ＡｌＮ／重量％）中に生成・分散するＡｌＮ粒子の組織構造のＴＥＭ像（１８，０００倍にて撮影）を図１に示し、またＳＩＭ像を図２に示す。
【０１３４】
また、比較として同一組成の焼結アルミ合金を従来の製法、つまりＡｌＮ粒子（平均粒径２２μｍ）をアルミ合金粉末（組成；Ａｌ−１２Ｓｉ−２Ｎｉ−１Ｍｇ／重量％）に添加・混合したものを成形・焼結・熱間押出しにより作製し、このアルミ合金中に分散するＡｌＮ粒子のＳＩＭ像を図３に示す。
【０１３５】
図１および図２に示すように、本実施の形態において提案する直接窒化反応法により生成したＡｌＮは繊維状あるいは樹枝状に一方向に成長した組織構造を有していることがわかる。また、その成長方向をＡｌＮの厚みとすると、図からもわかるように、窒化反応法により生成するＡｌＮの厚みは約１μｍ程度である。
【０１３６】
一方、図３に示すように、従来製法によるＡｌＮ粒子を添加する場合、ＡｌＮは繊維状構造ではなく、単結晶構造を有しており、明らかに本発明の窒化反応法により生成したＡｌＮ粒子と異なることがわかる。
【０１３７】
（実施例７）
本実施の形態が提案する窒化反応法により作製した熱間押出し後の焼結アルミ合金の光学顕微鏡組織写真を図４に示す。合金組成はＡｌ−１２Ｓｉ−２Ｎｉ−１Ｍｇ−２ＡｌＮ／重量％）である。また、比較としてＡｌＮ粒子（平均粒径２２μｍ）をアルミ合金粉末（組成；Ａｌ−１２Ｓｉ−２Ｎｉ−１Ｍｇ／重量％）に添加して本発明材と同一組成にした焼結アルミ合金を熱間押出し法により作製した。その焼結体の組織写真を図５に示す。
【０１３８】
図４に示すように、本発明の窒化反応法により生成したＡｌＮ粒子（黒い矢印で示す部分）はマトリックスのアルミ合金素地との境に隙間がない結合界面を有していることがわかる。これに対して、図５に示す従来法（ＡｌＮ粒子を添加する方法）では、ＡｌＮ粒子（黒い矢印で示す部分）とアルミ合金素地との境に隙間（Ｇａｐと記した白い矢印で示した部分）が存在していることがわかる。
【０１３９】
（実施例８）
上記実施例６で作製した焼結アルミ合金について、チップオンディスク式摩擦試験を境界潤滑条件下で実施した後の焼結体および相手材の摺動面の損傷状況を光学顕微鏡により観察した。その結果を、図６（ａ），（ｂ）および図７（ａ），（ｂ）に示す。図６（ａ），（ｂ）は、本発明が提案する窒化反応法により作製したＡｌＮが生成分散する焼結アルミ合金であり、図７（ａ），（ｂ）は、従来法であるＡｌＮ粒子を添加して得られた焼結アルミ合金である。なお、相手材には溶製アルミ合金（ＡＤＣ１２材）を用いた。
【０１４０】
図６（ａ）に示すように、本願発明が提案する窒化反応法により作製した焼結アルミ合金の摺動面においては、軽微な擦れ跡が見られる程度で凝着・焼きつき現象は観察されない。またＡｌＮ粒子が脱落した形跡も摺動面には認められない。さらに、相手材についても、図６（ｂ）に示すように、凝着・焼きつき現象は見られず軽微な擦れ跡が存在する程度である。
【０１４１】
一方、図７（ａ）においては、焼結アルミ合金にＡｌＮ粒子の脱落した孔（Hallと記した白い矢印部分）が各所に存在しており、深い摺動傷も観察される。また相手材についても、図７（ｂ）に示すように、脱落したＡｌＮ粒子により攻撃された深い摺動傷および凝着領域（Seizure と記した白い部分）が各所に存在していることがわかる。
【０１４２】
このように本願発明が提案する窒化反応法により作製した焼結アルミ合金においては窒化アルミニウム（ＡｌＮ）とマトリックスであるアルミ合金が隙間なく、強固に結合した界面を有することで、相手材と摩擦摺動した場合においてもＡｌＮ粒子が脱落せず、優れた耐摩耗性・耐焼きつき性および相手攻撃性を有することが確認された。
【０１４３】
（実施例９）
【０１４４】
【表７】
上記表７のＮｏ．１〜Ｎｏ．１１に示す合金組成を有するアルミ合金粉末を成形した後、窒素雰囲気中で加熱・焼結することにより、アルミ合金焼結体中に窒化アルミニウム（ＡｌＮ）を生成させ、この焼結体を熱間押出し法によりシリンダーライナを製作した。空孔率は、押出し条件により３〜５％に調整した。
【０１４５】
窒化アルミニウムおよび窒素の含有量は焼結アルミ合金全体に対する比率を重量％で表示し、上記表７中に示す。なお、残部はすべてＡｌである。また、熱膨張率も併せて上記表７中に示す。
【０１４６】
シリンダーライナ素材から摩耗試験用試料を作製し、溶製アルミ合金（ＪＩＳＡＣ８Ａ材）を相手材に用いて、境界潤滑条件における各焼結アルミ合金の耐摩耗性を評価した。また、油膜切れの条件下での耐焼きつき性（押出し荷重を増加させて焼きつき現象が発生した際の荷重を比較）を評価した。なお、チップオンディスク式摩耗試験を用いてそれぞれの特性を評価した。摩耗試験後のシリンダーライナ素材および相手材の摩耗量および焼きつき発生荷重の評価結果を表８に示す。
【０１４７】
【表８】
また、アルミ高圧鋳造法により熱膨張率がαB が２２×１０-6／℃であるアルミ合金溶湯（組成；Ａｌ−８Ｓｉ−３Ｃｕ−０．５Ｍｇ／重量％）を用いて各シリンダーライナをエンジンブロック本体に鋳込み、その結合界面およびシリンダーライナの変形の有無を確認した。その結果を、上記表８中に示す。
【０１４８】
表７および表８に示すように、粉末アルミ合金中の窒化アルミニウムとＳｉとの合計含有量が本願発明が規定する適正範囲を満足するＮｏ．１〜Ｎｏ．９においては、その熱膨張率αC は１４×１０-6／℃〜２０×１０-6／℃を満足し、かつ、優れた耐摩耗特性を有することがわかる。また、鋳込んだ後のシリンダーライナとエンジンブロック本体の界面は密着した良好な状態を示しており、シリンダーライナの変形も認められなかった。
【０１４９】
一方、比較例Ｎｏ．１０，１１においては、以下のような問題が確認された。Ｎｏ．１０；ＡｌＮとＳｉの合計含有量が２％と少ないために、十分な耐摩耗性が得られず、また両者の合計含有量は少ないために熱膨張率は２１．６×１０-6／℃と大きい値を示した。また、シリンダーライナとエンジンブロックの熱膨張率の差が０．４×１０-6／℃と小さいためにシリンダーライナとエンジンブロックとの界面に隙間が確認された。
【０１５０】
Ｎｏ．１１；ＡｌＮとＳｉの合計含有量が３６％と多いために熱膨張率は１３．０×１０-6／℃と小さい値を示し、エンジンブロックとシリンダーライナの熱膨張率の差が９×１０-6／℃と大きいために、鋳込んだ後にシリンダーライナが変形した。また、ＡｌＮとＳｉの合計含有量が３６％と多いために相手材を若干攻撃することも認められた。
【０１５１】
【発明の効果】
この発明に基づいた請求項１〜請求項１２に記載の発明によれば、シリンダーライナとエンジンブロックの熱膨張率の関係により、両者の接触界面に隙間が生じることがない。その結果、エンジンブロックからのシリンダーライナの抜け落ちを防止することが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】熱間押出し後の焼結アルミ合金中に生成・分散するＡｌＮ粒子の組織構造のＴＥＭ写真である。
【図２】熱間押出し後の焼結アルミ合金中に生成・分散するＡｌＮ粒子の組織構造のＳＩＭ写真である。
【図３】従来製法におけるＡｌＮ粒子の組織構造のＳＩＭ写真である。
【図４】窒化反応によるＡｌＮ分散焼結アルミ合金の顕微鏡写真である。
【図５】ＡｌＮ粒子添加焼結アルミ合金の顕微鏡写真である。
【図６】（ａ）および（ｂ）は、本願発明に基づく窒化反応によるＡｌＮ分散焼結アルミ合金の顕微鏡写真である。
【図７】（ａ）および（ｂ）は、従来法であるＡｌＮ粒子添加焼結アルミ合金の顕微鏡写真である。
【発明の属する技術分野】
この発明は、自動車、自動二輪車、スノーモービルおよび水上バイクなどに用いられる粉末アルミ合金製シリンダーライナに関するものであり、より特定的には、アルミ高圧鋳造によりエンジンブロック本体にシリンダーライナを鋳込む場合に適したシリンダーライナ用粉末アルミ合金に関するものである。
【０００２】
【従来の技術】
潤滑油中で摩擦摺動する自動車用部品あるいは自動二輪用部品の軽量化は、フリクション低減や駆動トルク低減などによる燃費改善効果が大きく期待できることから、コンロッドやピストンなどの摺動部分のアルミ軽量化は極めて有効である。
【０００３】
しかしながら、稼働中に何らかの原因により潤滑油が摺動界面に十分存在しない状態に陥ると、アルミ部分は焼きつき現象あるいは凝着といった問題を生じる。たとえばピストンではそれ自身をアルミ合金にするとともに、相手材の内燃機関用シリンダーライナ材として、摺動表面にニッケル、クロム、鉄などの硬質めっきを施した鋳造アルミニウム合金の適用による焼きつき現象の抑制が検討された。
【０００４】
しかし、素地を構成するアルミニウム合金の耐熱性が十分でないためにライナ材として使用に耐え得るものではなく、また、経済性の点においても問題があった。
【０００５】
そこで、アルミニウム合金の耐摩耗性・耐熱性を向上すべく、急冷凝固法により得られる微細組織を有する粉末アルミ合金を用いることで、これらの特性を改善し、シリンダーライナ材として実用化できる可能性が見出された。たとえば、特公平６−２１３０９号公報、特開平１−２５５６４１号公報に開示された技術によれば、特殊な合金組成を有するアルミニウム合金粉末に、微細で球状に近いアルミナ硬質粒子と潤滑成分としての黒鉛粉末を混合・添加し、熱間押出し法により固化し得た内燃機関用シリンダーライナ材を提案している。
【０００６】
また、特開平１−２７１０５３号公報に開示された技術においては、粉末アルミ合金製シリンダーライナをアルミ合金製エンジンブロック本体に鋳込む方法が提案されている。
【０００７】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、アルミ高圧鋳造法によりアルミ合金製エンジンブロック本体にこのようなアルミ合金製シリンダーライナを鋳込む場合、比較的短時間で鋳込みが終了するために、シリンダーライナ外周表面部はエンジンブロック本体と溶着・結合しない。この状態でエンジンブロックを常温まで冷却すると、シリンダーライナとエンジンブロックとの熱膨張率の関係により両者の接触界面に隙間が生じる。その結果、シリンダーライナがエンジンブロック本体から抜け落ちるといった問題がある。
【０００８】
これに対し、従来の技術では、シリンダーライナの外周表面に溝加工等による抜け落ち防止加工を施している。しかしながら、この抜け落ち防止加工は、シリンダーライナの厚肉化が余儀なくされ、シリンダーライナのコストアップや、エンジンブロック本体の大型化・重量増加といった問題を招いている。
【０００９】
したがって、この発明の目的は、溶製アルミ合金製エンジンブロック本体に、シリンダーライナを鋳込んだ後においても、シリンダーライナとエンジンブロック本体との界面に隙間を生じることなく、また抜け落ち防止のための加工を必要とせずに、さらに実際の使用に耐え得るような薄肉・軽量の粉末アルミ合金製シリンダーライナを提供することにある。
【００１０】
【課題を解決するための手段】
この発明に基づいた請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナにおいては、溶製アルミ合金製エンジンブロックに鋳込まれる粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナは、熱間押出し法で円筒形状としたもので、その粉末アルミ合金は、アルミ合金全体に対して容積率で１％以上１５％以下の空孔率を有し、窒化アルミニウムを重量基準で０．５％以上１５％以下含有し、残部がアルミニウムのＡｌＮ分散型粉末アルミ合金であり、上記ＡｌＮ分散型粉末アルミ合金は、繊維状あるいは樹枝状にＡｌＮが層状の被膜としてアルミ合金中生成・分散している。また、上記粉末アルミ合金製シリンダーライナの熱膨張率をαC、上記溶製アルミ合金製エンジンブロックの熱膨張率をαBとするとき、両者の関係が１４×１０-6／℃≦αC≦２０×１０-6／℃であり、かつ、１×１０-6／℃≦αB−αC≦８×１０-6／℃を満足する。
【００１２】
以上、請求項１に記載の発明によれば、シリンダーライナとエンジンブロックの熱膨張率の関係により、両者の接触界面に隙間が生じることがない。その結果、エンジンブロックからのシリンダーライナの抜け落ちを防止することが可能となる。また、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒化アルミニウムを重量基準で０．５％以上１５％以下含有し、残部がアルミニウムのＡｌＮ分散型粉末アルミ合金である。これにより、十分な耐摩耗性および被切削性を得ることが可能となる。また、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、アルミ合金全体に対して容積率で１％以上１５％以下の空孔率を有している。これにより、ピストンやピストンリングと接触するシリンダーライナの摺動表面に空孔が分散することで、その空孔部分が摺動表面に対して凹状ピットを形成し、その部分に潤滑油が保持されて、ピストン等との摺動界面での油膜切れを防ぎ、優れた耐焼きつき性および耐摩耗性を実現させることが可能となる。さらに、上記ＡｌＮ分散型粉末アルミ合金は、繊維状あるいは樹枝状にＡｌＮが層状の被膜としてアルミ合金中生成・分散している。これにより、ＡｌＮ粒子はアルミ合金素地との接触界面に隙間はなく、アルミ素地と結合した構造を有することで強固に密着させることができ、アルミ合金の耐熱性、耐摩耗性および耐焼きつき性を大幅に向上させることが可能となる。その結果、高圧鋳造によりアルミ合金製エンジンブロック本体に鋳込んだ場合でも、シリンダーライナとして十分使用することができる。
【００１３】
次に、請求項２に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記粉末アルミ合金製シリンダーライナは、上記溶製アルミ合金製エンジンブロックにアルミ高圧鋳造法により鋳込まれる。
【００１６】
次に、請求項３に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒素を重量基準で０．１％以上５％以下含有し、残部がアルミニウムであり、かつ、上記窒素は上記アルミニウムと結合した構造を有するＡｌＮ分散型粉末アルミ合金である。
【００１７】
これにより、適正範囲量のＡｌＮを生成させることが可能となり、その結果耐熱性、耐摩耗性、耐焼きつき性および被削性に優れた粉末アルミ合金製シリンダーライナを得ることが可能となる。
【００１８】
次に、請求項４に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒化アルミニウムを重量基準で０．５％以上１５％以下含有し、Ｍｇを重量基準で０．０５％以上含有し、残部がアルミニウムであるＡｌＮ分散型粉末アルミ合金である。
【００１９】
次に、請求項５記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒素を重量基準で０．１％以上５％以下含有し、Ｍｇを重量基準で０．０５％以上の含有し、残部がアルミニウムであり、かつ、上記窒素はアルミニウムと結合した構造を有するＡｌＮ分散型粉末アルミ合金であるこれにより、確実に粉末アルミ合金中にＡｌＮを生成・分散させることが可能となり、優れたＡｌＮ分散型粉末アルミ合金を形成することが可能となる。
【００２０】
次に、請求項６に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、繊維状に一方向に成長した組織構造をもつ窒化アルミニウムを含み、かつ、その成長方向を厚みとした場合に上記窒化アルミニウムは３μｍ以下の層状粒子形状を有している。
【００２１】
このように、厚みが３μｍ以下であることによって、被切削性を低下させることなく、従来用いられているＡｌＮ粒子に比べて優れた摺動性を得ることが可能となる。
【００２２】
次に、請求項７に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒化アルミニウムを含み、この窒化アルミニウムとアルミ合金素地のマトリックスであるアルミニウムとの境に隙間がない結合界面を有している。
【００２４】
さらに、請求項８記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記空孔率は、アルミ合金全体に対して容積率で３％以上１０％以下である。
【００２５】
これにより、ピストンやピストンリングと接触するシリンダーライナの摺動表面に空孔が分散することで、その空孔部分が摺動表面に対して凹状ピットを形成し、その部分に潤滑油が保持されて、ピストン等との摺動界面での油膜切れを防ぎ、優れた耐焼きつき性および耐摩耗性を実現させることが可能となる。
【００２６】
次に、請求項９に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、黒鉛、ＭｏＳ2 、ＷＳ2 、ＣａＦからなるグループから選択される少なくとも１種以上の潤滑成分を重量基準で５％以下含有している。
【００２７】
また、請求項１０に記載の発明においては、請求項９に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記潤滑成分の含有量は、重量基準で１％以上３％以下である。
【００２８】
このように、黒鉛、ＭｏＳ2 、ＷＳ2 、ＣａＦ等の固形潤滑粉末はそれ自身の潤滑性能およびシリンダーライナの摺動面に分散して、上述した空孔と同様に、凹状の油溜まりを形成することで、ピストン等との摺動界面での油膜切れを防止し、優れた耐焼きつき性および耐摩耗性を実現させることが可能となる。
【００２９】
次に、請求項１１に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、Ｓｉ、Ｆｅ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｚｒからなるグループから選択される少なくとも１種以上の元素を含有し、かつ、その含有量が２５重量％以下である。
【００３０】
これにより、シリンダーライナ用粉末アルミ合金の耐摩耗性、耐焼きつき性、強度、硬度および剛性等の機械的特性を向上させることが可能となる。
【００３１】
次に、請求項１２に記載の発明においては、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、上記シリンダーライナ用粉末アルミ合金は、ＴｉＯ2 、ＺｒＯ2 、ＳｉＯ2 、ＭｇＯ2 、Ａｌ2 Ｏ3 、Ｃｒ2 Ｏ3からなるグループから選択される少なくとも１種以上の酸化物球状粒子を５重量％以下含有している。
【００３２】
これにより、硬質粒子が、窒化アルミニウムやＳｉと同様、シリンダーライナ用粉末アルミ合金の素地中に分散し、耐摩耗性、耐焼きつき性を向上させることが可能となる。
【００３３】
【発明の実施の形態】
以下、この発明に基づいた粉末アルミ合金製シリンダーライナについて詳細に説明する。
【００３４】
（１） シリンダーライナとエンジンブロックの熱膨張率の関係とその作用効果について
アルミ合金製シリンダーライナをアルミ低圧鋳造によりエンジンブロック本体に鋳込む場合、５００℃を超えるような高温下で長時間アルミ合金製シリンダーライナの外周部がアルミ溶湯と接触する。そのためにアルミ合金製シリンダーライナとエンジンブロック本体との界面が溶着接合する。その結果、両者の間には、良好な結合界面が得られ、エンジンブロックからアルミ合金製シリンダーライナの抜け落ちといった問題は生じない。
【００３５】
これに対して、アルミ高圧鋳造によりアルミ合金製エンジンブロック本体にこのようなアルミ合金製シリンダーライナを鋳込む場合、比較的短時間で鋳込みが終了する。そのため、アルミ合金製シリンダーライナの外周表面部は、エンジンブロック本体と溶着接合せず、その結果両者の間には良好な結合界面が得られない。その結果、従来のシリンダーライナは、エンジンブロックから抜け落ちるといった問題が生じていた。
【００３６】
ここで、本願発明者らは、アルミ合金製シリンダーライナとエンジンブロックとの熱膨張率の関係により両者の接触界面に隙間が生じることなく、エンジンブロックからのシリンダーライナの抜け落ちを防止することのできる技術を発明した。
【００３７】
つまり、アルミ高圧鋳造によりシリンダーライナをエンジンブロックに鋳込んだ状態で、常温までエンジンブロック本体を冷却するとき、シリンダーライナ用アルミ合金の熱膨張率は、エンジンブロック本体のアルミ合金の熱膨張率に比べてある程度小さい場合、エンジンブロックはシリンダーライナに比べてより収縮することで、シリンダーライナとエンジンブロックとの接合界面に圧縮の残留応力が作用する。
【００３８】
この残留応力により、シリンダーライナはエンジンブロックに拘束された状態となる。その結果、両者の接触界面に隙間が生じることなく、シリンダーライナがエンジンブロック本体から抜け落ちるといった問題を回避することができる。
【００３９】
一方、エンジンが稼働する際に発生する熱によりシリンダーライナに比べてよりエンジンブロックが膨張して両者の接触界面に引張りの熱応力が作用する。その結果、上記の圧縮残留応力が低下して、シリンダーライナの抜け落ちの問題が生じる可能性がある。また、エンジンブロックからの圧縮の残留応力が過度に大きいと、薄肉のシリンダーライナでは剛性が十分でないために、シリンダーライナが変形して真円度が得られない場合がある。
【００４０】
そこで、本願発明者らは、これらの問題を考慮して、シリンダーライナとエンジンブロック本体との熱膨張率の相関を適正化した結果、
αB −αC ≧１×１０-6／℃かつ、αB −αC ≦８×１０-6／℃
αB ：エンジンブロック用アルミ合金の熱膨張率
αC ：シリンダーライナ用アルミ合金の熱膨張率
を満足する場合に限り、シリンダーライナの変形やエンジン稼働時のシリンダーライナの抜け落ち等の問題が生じることなく、シリンダーライナの薄肉化が実現できることを見出した。
【００４１】
つまり、αB −αC ＜１×１０-6／℃の場合は、シリンダーライナとエンジンブロックとの接触界面における圧縮応力は十分大きくないため、シリンダーライナに対してエンジンブロックからの十分な拘束力が得られず、常温あるいはエンジン稼働時の高温下において両者の接触界面に隙間が発生してシリンダーライナの抜け落ちが生じる。
【００４２】
また、αB −αC ＞８×１０-6／℃は、上記のとおりエンジンブロックからの圧縮の残留応力が大きくなるために、シリンダーライナに対する拘束力は十分に得られるが、肉厚（外径と内径の差）が小さいシリンダーライナでは剛性が小さくなるために、過剰な圧縮応力が作用するとシリンダーライナが径方向に変形して真円度が得られなくなる。したがって、シリンダーライナの薄肉化が妨げられるといった問題が生じる。
【００４３】
ただし、このときのシリンダーライナに用いる粉末アルミ合金の熱膨張率に関する具体的な値として、αC は１４×１０-6／℃〜２０×１０-6／℃であることが望ましい。
【００４４】
一般に、エンジンブロックに用いられる溶製アルミ合金の熱膨張率αB は１８×１０-6／℃〜２２×１０-6／℃程度であるため、上述したシリンダーライナとエンジンブロックとの熱膨張率の相関（１×１０-6／℃≦αB −αC ≦８×１０-6／℃）を満足するためには、シリンダーライナの熱膨張率αC は１４×１０-6／℃以上であることが望ましい。
【００４５】
また、後述するように、シリンダーライナに要求される重要特性の１つである耐摩耗性と強い相関のある窒化アルミニウムとＳｉに関して、その合計含有量は５％以上であることが望ましく、その場合の粉末アルミ合金の熱膨張率は２０×１０-6／℃以下となる。よって、エンジンブロックとの鋳込み性ならびにシリンダーライナの耐摩耗特性を両立する場合のシリンダーライナ用粉末アルミ合金の熱膨張率αC は、１４×１０-6／℃〜２０×１０-6／℃であることが望ましい。
【００４６】
一方、本願発明者らは、シリンダーライナを構成する粉末アルミ合金に含まれる窒化アルミニウムとＳｉとの合計含有量について、上記の熱膨張率の適正範囲と優れた耐摩耗性を両立させるために必要な適正範囲を見出した。
【００４７】
具体的には、粉末アルミ合金に含まれる窒化アルミニウムとＳｉの合計含有量は、粉末アルミ合金全体に対して重量基準で５％以上３０％以下であり、より望ましくは７％以上２０％以下である。
【００４８】
ここで、窒化アルミニウムとＳｉとの合計含有量が５％未満の場合、シリンダーライナとして要求される耐摩耗性を有することが困難となる。一方、両者の合計含有量が３０％を超えると、シリンダーライナの熱膨張率αC が１４×１０-6／℃よりも小さくなり、上記のような問題が生じる。
【００４９】
特に被削性の観点からは両者の合計含有量は２０％以下であることが望ましく、また、相手材のピストンやピストンリングとの摺動特性の観点からは合計含有量は７％以上であることがより望ましい。よって、本実施の形態においては、粉末アルミ合金中の窒化アルミニウムとＳｉの合計含有量は５％以上３０％以下である。
【００５０】
（２） ＡｌＮ分散型粉末アルミ合金における窒化アルミニウムの特徴とその作用・効果
シリンダーライナはピストンやピストンリングなどの相手材と摺動することから高温での耐摩耗性・耐焼きつき性および相手攻撃性が要求される。本実施の形態におけるシリンダーライナに用いる粉末アルミ合金においては、耐熱性、耐摩耗性、耐焼きつき性および相手攻撃性を向上させる目的から、５００℃の高温を超えても熱的に安定である窒化アルミニウム（ＡｌＮ）をアルミ合金中に生成・分散させることにより、従来の粉末アルミ合金に比べて優れた耐熱性や摩擦摺動特性を有することを見出した。
【００５１】
しかも、本実施の形態においては、従来の粉末冶金技術にあるようにＡｌＮを粉末（粒子）としてアルミ合金粉末と混合して焼結アルミ合金中に添加・分散するのではなく、アルミ合金粉末中のアルミ成分と窒素ガスを反応させることでＡｌＮをアルミ合金中に生成・分散させることが特徴である。
【００５２】
つまり、従来の方法によれば、添加されたＡｌＮ粒子はアルミ合金素地との接触界面に隙間があり、このＡｌＮ粒子は素地中に機械的に拘束された状態であるために、耐熱性の改善効果が少なく、また、ピストンやピストンリングなどの相手材と摩擦・摺動する場合にＡｌＮ粒子が脱落して硬い摩耗粉となり、焼きつき現象やかじり現象といった問題を生じる。
【００５３】
これに対して、本実施の形態によれば、上記のとおりＡｌＮはアルミ合金粉末中のアルミと反応（以下、直接窒化反応と称す。）して生成することから、ＡｌＮ粒子はアルミ合金素地との接触界面に隙間はなく、アルミ素地と結合した構造を有することで強固に密着する。その結果、アルミ合金の耐熱性、耐摩耗性および耐焼きつき性は大幅に向上する。したがって、本実施の形態における粉末アルミ合金は、高圧鋳造によりアルミ合金製エンジンブロック本体に鋳込んだ場合でも、シリンダーライナとして十分使用することができる。
【００５４】
本実施の形態におけるシリンダーライナの具体的な製法としては、まず、油圧プレスや冷間静水圧プレス等によりアルミ合金粉末を型押し成形して圧粉体を作製する。この圧粉体を窒素ガス雰囲気中で加熱・焼結することにより得られたアルミ合金焼結体の旧粉末粒界に、窒化反応によるＡｌＮを生成・分散させる。また、必要に応じて熱間押出し法や熱間鍛造法を施すことで焼結体の強度を向上することも有効である。
【００５５】
このような製法により得られる本実施の形態における粉末アルミ合金において、適正なＡｌＮ生成量は粉末アルミ合金全体に対して重量基準で０．５％以上１５％以下であり、耐摩耗性・被削性の観点からより好ましくは１％以上７％以下である。ＡｌＮ生成分散量が０．５重量％未満の場合、十分な耐熱性・耐摩耗性が得られない。一方、ＡｌＮ生成分散量が１５％を超えても耐摩耗性は顕著に向上せず、かえって被削性の低下や焼結体の靱性の低下、あるいは焼結工程の長時間化といった経済性の問題が生じる。
【００５６】
なお、上記の適正範囲量のＡｌＮを生成させるためには、アルミ成分と反応するために必要な窒素量として重量基準で０．１％以上５％以下を粉末アルミ合金中に含有する。つまり窒素量が０．１％未満では０．５％以上のＡｌＮを生成できず、また窒素量が５％を超えると１５％を超えるＡｌＮを生成することを本願発明者らは確認した。
【００５７】
以上により、本実施の形態における粉末アルミ合金製シリンダーライナは、アルミ合金全体に対して重量基準で０．５％以上１５％以下のＡｌＮを、また０．１％以上５％以下の窒素を含有することで、耐熱性、耐摩耗性、耐焼きつき性および被削性に優れており、アルミ高圧鋳造によりアルミ合金製エンジンブロック本体に鋳込んだ状態でシリンダーライナとして使用することが可能となる。
【００５８】
なお、上記のように直接窒化反応を進行させて粉末アルミ合金中にＡｌＮを生成・分散させるためには、Ｍｇを０．０５％以上含有することが好ましい。Ｍｇは事前にアルミ合金粉末中に含有させており、窒素ガス雰囲気中でアルミ圧粉体を加熱・焼結する際に粉末表面を覆う酸化アルミ被膜を還元反応により除去する効果を有している。その結果、窒素ガスと粉末中のアルミ成分が反応してＡｌＮを生成できる。したがって、本実施の形態の粉末アルミ合金においてはＭｇの含有量としては０．０５重量％以上必要である。つまり、Ｍｇ含有量が０．０５重量％未満の場合、上記のＭｇによる還元反応が十分に生じないために、ＡｌＮを均一に生成できないといった問題を生じる。
【００５９】
さらに、上記のように直接窒化反応を利用して粉末アルミ合金中に生成するＡｌＮは、従来法による添加したＡｌＮ粒子と組織構造が大きく異なる。具体的には、直接窒化反応の過程において、ＡｌＮは圧粉体中のアルミ合金粉末表面から一方向に繊維状あるいは樹枝状に成長する。その結果、図１および図２に示すような層状の被膜としてアルミ合金中に生成・分散する。
【００６０】
一方、従来のＡｌＮ粒子分散型焼結アルミ合金においては、図３に示すように、単結晶を有したＡｌＮ粒子が分散している。つまり、本実施の形態における窒化反応法による焼結アルミ合金中のＡｌＮは、図１および図２に示すような繊維状の組織構造を有することで従来法で用いられるＡｌＮ粒子に比べて、優れた摺動性を有することを本願発明者らは見出した。
【００６１】
しかも、繊維状に成長する方向をＡｌＮの厚み方向とするとき、窒化反応により生成するＡｌＮの厚みは３μｍ以下であることが望ましく、より好ましくは１μｍ以下である。これはＡｌＮの厚みがＡｌＮの生成量にほぼ比例しており、たとえば、ＡｌＮの生成量が１５重量％の場合のＡｌＮの厚みは約３μｍであることから、本実施の形態において提案する直接窒化反応法により生成するＡｌＮの厚みは３μｍ以下となる。つまり、厚みが３μｍを超えることは、ＡｌＮの生成量が１５重量％を超えることを意味しており、その場合は、上記のように焼結体の被削性や靱性の低下といった問題が生じる。特に、被削性の観点からはＡｌＮの厚みは１μｍ以下であることがより好ましい。
【００６２】
（３） 粉末アルミ合金中の空孔率とその作用・効果
ピストンやピストンリングと接触するシリンダーライナの摺動表面に空孔が分散することでその空孔部分が摺動表面に対して凹状ピットを形成し、この部分に潤滑油が保持されてピストン等との摺動界面での油膜切れを防ぎ、優れた耐焼きつき性および耐摩耗性を実現させることが可能となる。
【００６３】
このような効果を得るためには、本実施の形態における粉末アルミ合金中の空孔率はアルミ合金全体に対して容積率で１５％以下であり、好ましくは３％以上１０％以下であることが好ましい。空孔率が１５％を超えると、粉末アルミ合金の機械的特性が低下する。たとえばシリンダーライナとしての強度や剛性が十分に得られず、その結果、エンジンブロックに鋳込んだ際にシリンダーライナが変形するといった問題が生じる。したがって、優れた耐焼きつき性、耐摩耗性および機械的特性を両立させるためには、粉末アルミ合金中の空孔率は１５％以下であることが必要であり、より好ましい範囲として３％以上１０％以下であることを見出した。
【００６４】
（４） 固形潤滑成分とその作用・効果
黒鉛、ＭｏＳ2 、ＷＳ2 、ＣａＦなどの固形潤滑粉末はそれ自身の潤滑性能およびシリンダーライナの摺動面に分散して上記の空孔と同様に、凹状の油溜まりを形成することでピストン等との摺動界面での油膜切れを防ぎ、優れた耐焼きつき性および耐摩耗性を実現させることが可能となる。本実施の形態におけるシリンダーライナの粉末アルミ合金は、黒鉛、ＭｏＳ2 、ＷＳ2 、ＣａＦから選ばれた少なくとも１種類あるいは２種以上の潤滑成分を重量基準で５％以下、好ましくは１％以上３％以下含有する。
【００６５】
潤滑成分の含有量が５重量％を超えるとアルミ合金素地を構成するアルミ合金粉末同士の結合強度が低下するためにシリンダーライナとして要求される機械的特性が十分に得られないとともにシリンダーライナの製法の１つである熱間押出し法において、アルミ合金粉末同士の結合が十分でないために押出し後のライナ表面がささくれた状態（むしれた状態）となり、製造面においての問題も生じる。
【００６６】
したがって、シリンダーライナの機械的特性の低下を抑え、かつ、優れた耐摩耗性および耐焼きつき性を得るためには、黒鉛、ＭｏＳ2 、ＷＳ2 、ＣａＦから選ばれた少なくとも１種あるいは２種以上の潤滑成分を重量基準で５％以下、好ましくは１％以上３％以下含有する必要がある。
【００６７】
（５） 粉末アルミ合金の組成とその作用・効果
本実施の形態における粉末アルミ合金では、必要に応じてＳｉ、Ｆｅ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、ＺｒおよびＭｎのうち、少なくとも１種以上の元素を含有することで、以下に示すようなそれぞれの効果を実現することができる。ただし、粉末アルミ合金の耐摩耗性・耐焼きつき性や強度、硬度、剛性等の機械的特性を向上させるためには、上記の各元素について少なくとも１種あるいは２種以上含有し、かつ、合計含有量が２５％以下であることが望ましい。なぜならば、各添加元素の合計含有量が２５％を超えても各特性は著しく向上せず、かえって粉末アルミ合金の靱性が低下するといった問題や、また、アルミ合金の硬さや剛性が大きくなり過ぎるために、後工程である熱間押出しが困難となるといった製法上の問題が生じる。
【００６８】
また、本実施の形態においては、上記の各元素をアルミ合金中に添加した場合、所定の合金組成を有する溶湯から急冷凝固法によりアルミ合金粉末を作製し、これを原料粉末に用いる。つまり、所定の合金成分からなるアルミ合金溶湯を噴霧法（アトマイズ法）により粉末にし、このアルミ合金粉末を成形・加熱固化することにより所定の組成を有する焼結アルミ合金を作り出すことができる。ここで、上記各元素の特徴について以下簡単に説明する。
【００６９】
（Ｉ） Ｓｉ
アルミ合金の素地中に分散して合金の耐摩耗性・耐焼きつき性を向上させる効果がある。ただし、２５％を超えて添加しても特性はさらに向上せず、かえってアルミ合金の靱性が低下するといった問題や、また、アルミ合金の剛性が大きくなるために熱間押出しにおいて押出し体を創製する際に高い押出し力、すなわち大型の押出し設備が必要となり、経済性の問題が生じる。
【００７０】
（ＩＩ） Ｆｅ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｚｒ
これらの金属元素はアルミニウムと微細な金属間化合物を形成して素地中に分散することでアルミ合金の耐熱性と剛性・硬さを向上させる効果がある。つまり、耐熱性を改善することで摺動時における相手材との焼きつきは大幅に抑制されることからこれらの元素の添加は有効である。
【００７１】
また、このような熱的に安定な金属間化合物を微細かつ均一に分散させることで、加熱・焼結時におけるＳｉ結晶の成長を抑制することができる。その結果、アルミ合金の被削性が大幅に向上するといった効果もある。
【００７２】
なお、このような効果を得るためには、Ｆｅ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｚｒの添加は有効であり、その際、それぞれ１％以上含有する必要がある。一方、これらの元素を適正量加えて添加した場合、上記のようなアルミニウムとの金属間化合物が粗大化するために、かえってアルミ合金の靱性や強度を低下させるといった問題や、アルミ合金粉末を製造する上でアルミ合金溶湯の融点が上昇するために製造コストアップを誘発する。その結果、アルミ合金粉末の価格が高くなるといった経済性の問題も生じる。したがって、本実施の形態においては、各元素の適正添加量として、Ｆｅ；１〜８％、Ｎｉ；１〜８％、Ｃｒ：１〜６％、Ｔｉ；１〜４％、Ｚｒ；１〜４％を設定した。
【００７３】
（ＩＩＩ） Ｍｎ
上記の金属元素と同様に、アルミニウムとの金属間化合物を形成し、合金素地中に均一分散することで、合金の機械的特性ならびに摺動時における相手材との耐焼きつき性を向上させる効果がある。これらの効果を実現させるためには、１％以上含有する必要があるが、５％を超えて添加しても特性は向上せず、かえってアルミ合金の靱性を低下させることになる。
【００７４】
（６） 硬質粒子
本実施の形態におけるシリンダーライナ用粉末アルミ合金は、必要に応じて、ＴｉＯ2 、ＺｒＯ2 、ＳｉＯ2 、ＭｇＯ2 、Ａｌ2 Ｏ3 、Ｃｒ2 Ｏ3 から選ばれた少なくとも１種以上の酸化物球状粒子を５重量％以下含有する。
【００７５】
硬質粒子は、窒化アルミニウムやＳｉと同様粉末アルミ合金の素地中に分散して耐摩耗性、耐焼きつき性を向上させる効果がある。ただし、硬質粒子の添加量はアルミ合金全体に対して重量基準で５％以下であることが望ましい。なぜならば、５％を超えて硬質粒子を添加しても、耐摩耗性や耐焼きつき性は顕著に向上することはなく、かえってアルミ合金の被削性が低下し、また、相手材を攻撃するといった問題が生じるからである。
【００７６】
なお、硬質粒子の種類としては、ＴｉＯ2 、ＺｒＯ2 、ＳｉＯ2 、ＭｇＯ2 、Ａｌ2 Ｏ3 、Ｃｒ2 Ｏ3 などの酸化物粒子が好ましい。中でも、アルミ合金の耐摩耗性および被削性の観点からは、ＴｉＯ2 、ＳｉＯ2 、ＭｇＯ2 、Ａｌ2 Ｏ3 の酸化物球状粒子の添加がより有効であることを本発明者らは見出した。
【００７７】
【実施例】
以下、本発明に基づいた実施の形態における実施例について、表を参照しながら以下説明する。
【００７８】
（実施例１）
【００７９】
【表１】
【００８０】
上記表１に示すような熱膨張率αC を有するアルミ合金製シリンダーライナをアルミ高圧鋳造法によりエンジンブロック本体中に鋳込んだ後、シリンダーライナとエンジンブロックとの接触界面の結合状態およびシリンダーライナの直径方向での変形の有無を確認した。
【００８１】
なお、シリンダーライナには抜け落ち防止のための溝加工などは施さずに鋳込み実験を行なった。また、ここで、アルミ高圧鋳造法により製造したアルミ合金製エンジンブロック本体の合金組成はＡｌ−１７％Ｓｉ−３Ｃｕ−１Ｍｇ（重量％）であり、その熱膨張率αB は、１９．５×１０-6／℃である。ただし、ここで記載した熱膨張率の値は常温から２００℃までの平均値である。
【００８２】
表１に示すように、本願発明が規定するαB −αC ≧１×１０-6／℃、かつ、αB −αC ≦８×１０-6／℃といった熱膨張率の関係式を満足するシリンダーライナとエンジンブロックとの組合せ番号、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．５においては、鋳込んだ後のシリンダーライナの外周面はエンジンブロックからの圧縮残留応力によりエンジンブロック本体によって強固に拘束されており、シリンダーライナとエンジンブロック本体との接触界面に隙間が生じることない。
【００８３】
その結果、シリンダーライナに抜け落ち防止加工を施さなくとも、エンジンブロック本体からのシリンダーライナの抜け落ちといった問題が発生していないことがわかる。
【００８４】
また、エンジンブロックからの拘束力が適正条件であるために鋳込んだ後のシリンダーライナ自身が変形することなく、シリンダーライナとして十分使用することのできる真円度を有している。したがって、シリンダーライナの薄肉化を実現することが確認できる。
【００８５】
一方、本願発明が規定するシリンダーライナとエンジンブロックとの熱膨張率に関する上記の関係式を満足しないＮｏ．６〜Ｎｏ．８においては、以下のような問題が生じることが確認される。
【００８６】
Ｎｏ．６；シリンダーライナの熱膨張率が小さすぎるために、エンジンブロックからの圧縮応力による拘束力が過剰に作用するためにシリンダーライナが変形する。
【００８７】
Ｎｏ．７；シリンダーライナの熱膨張率が大きすぎるために、エンジンブロックからの圧縮応力による拘束力が十分に作用しないために、シリンダーライナがエンジンブロックに保持されず、隙間が生じて抜け落ちる。
【００８８】
Ｎｏ．８；シリンダーライナの熱膨張率が大きすぎるために、エンジンブロックからの圧縮応力による拘束力が十分に作用しないために、シリンダーライナがエンジンブロックに保持されず、隙間が生じて抜け落ちる。
【００８９】
（実施例２）
【００９０】
【表２】
【００９１】
表２に示すようなＮｏ．１〜Ｎｏ．７に示す熱膨張率αC を有するアルミ合金製シリンダーライナをアルミ高圧鋳造法によりエンジンブロック本体中に鋳込んだ後、シリンダーライナとエンジンブロックとの接触界面の結合状態およびシリンダーライナの直径方向での変形の有無を確認した。
【００９２】
なお、シリンダーライナには抜け落ち防止のための溝加工等は施さず鋳込み実験を行なった。また、アルミ高圧鋳造法により作製したアルミ合金製エンジンブロック本体の合金組成は、Ａｌ−１１％Ｓｉ−３Ｃｕ−０．５Ｍｇ（重量％）であり、その熱膨張率αB は、２１×１０-6／℃である。ただし、ここで記載した熱膨張率の値は常温から２００℃までの平均値である。
【００９３】
表２に示すように、本願発明が規定するαB −αC ≧１×１０-6／℃、かつ、αB −αC ≦８×１０-6／℃といった熱膨張率の関係式を満足するシリンダーライナとエンジンブロックとの組合せは、Ｎｏ．１〜Ｎｏ．６である。鋳込んだ後のシリンダーライナ外周面はエンジンブロックからの圧縮残留応力によりエンジンブロック本体によって強固に拘束されており、シリンダーライナとエンジンブロック本体との接触界面に隙間が生じることがない。
【００９４】
その結果、シリンダーライナに抜け落ち防止加工を施さなくとも、エンジンブロック本体からのシリンダーライナの抜け落ちといった問題が発生していないことがわかる。また、エンジンブロックからの拘束力が適正条件であるために、鋳込んだ後のシリンダーライナ自身が変形することなく、シリンダーライナとして十分使用できる真円度を有している。したがって、シリンダーライナとしての薄肉化が実現できることが確認できた。
【００９５】
一方、本願発明が規定するシリンダーライナとエンジンブロックとの熱膨張率に関する上記の関係式を満足しないＮｏ．６およびＮｏ．７の場合、以下のような問題が生じることが確認された。
【００９６】
Ｎｏ．６；シリンダーライナの熱膨張率が小さすぎるために、エンジンブロックからの圧縮応力による拘束力が作用するためにシリンダーライナが変形する。
【００９７】
Ｎｏ．７；シリンダーライナの熱膨張率が大きすぎるために、エンジンブロックからの圧縮応力による拘束力が十分に作用しないために、シリンダーライナがエンジンブロックに保持されず、隙間が生じて抜け落ちる。
【００９８】
（実施例３）
【００９９】
【表３】
【０１００】
シリンダーライナ素材から摩耗試験用試料を作製し、溶製アルミ合金（ＪＩＳＡＣ８Ａ材）を相手材に用いて、境界潤滑条件における各焼結アルミ合金の耐摩耗性を評価した。また、油膜切れの条件下での耐焼きつき性（押しつけ荷重を増加させて焼きつき現象が発生した際の荷重を比較）を評価した。なお、チップオンディスク式摩耗試験を用いてそれぞれの特性を評価した。
【０１０１】
さらに、比較材Ｎｏ．１９として溶製アルミ合金（ＪＩＳ ＡＣ８Ａ材）を用いたシリンダーライナを作製し、試料の摺動面には硬質Ｃｒめっきを施した。さらに、比較材Ｎｏ．２０として鋳鉄材を用いた。摩耗試験後のライナ素材および相手材の摩耗量および焼きつき発生荷重の評価結果を表４に示す。
【０１０２】
【表４】
【０１０３】
一方、比較材Ｎｏ．１３〜Ｎｏ．１８については、以下のような問題が確認された。
【０１０４】
Ｎｏ．１３；ＡｌＮが含有されていないために、十分な耐摩耗性および相手攻撃性が得られない。
【０１０５】
Ｎｏ．１４；ＡｌＮ含有量が少ないために、十分な耐摩耗性および相手攻撃性が得られない。
【０１０６】
Ｎｏ．１５；ＡｌＮ含有量が１８％と多いためにアルミ合金の強度が低下し、加圧時に試料が欠損した。
【０１０７】
Ｎｏ．１６；潤滑粒子の含有量が６％と多いためにアルミ合金の強度が低下し、加圧時に試料が欠損した。また、熱間押出し時にシリンダーライナ表面がむしれた状態を示した。
【０１０８】
Ｎｏ．１７；硬質粒子の含有量が６％と多いために、相手材を攻撃し、耐焼きつき性が低下する。
【０１０９】
Ｎｏ．１８；硬質粒子の含有量が７％と多いために、相手材を攻撃し、耐焼きつき性が低下する。
【０１１０】
なお、Ｎｏ．１５においては、ＡｌＮの含有量が、またＮｏ．１７，１８においては、硬質粒子の含有量が本願発明が規定する適正量よりも多いために、摩擦試験片に加工する際に超硬工具の磨耗が他に比べて顕著であった。
【０１１１】
（実施例４）
上記実施例３において、シリンダーライナ素材を所定の円筒形状に加工した後、アルミ高圧鋳造法によりアルミ合金製エンジンブロックに鋳込み、各シリンダーライナについて単体耐久試験を実施した。
【０１１２】
なお、比較材Ｎｏ．１９は溶製アルミ合金（ＪＩＳ ＡＣ８Ａ材）を用いたシリンダーライナを作製し、その摺動面に耐摩耗性や耐焼きつき性を改善する目的で、硬質Ｃｒめっきを施した。また、比較材Ｎｏ．２０は、Ｆｃ鋳鉄材を用いて同形状のシリンダーライナを作製してエンジンブロックに鋳込んだ。また、ピストン材として溶製アルミ合金（ＪＩＳ ＡＣ８Ａ材）を用いており、比較材Ｎｏ．１９の場合に限り、ピストン材として溶製アルミ合金（ＪＩＳ ＡＣ８Ａ材）に加えて、シリンダーライナと摺動する外周表面にＦｅめっきを施したものも準備した。
【０１１３】
耐久試験後のシリンダーライナおよびピストンの摺動面の破損状況を観察し、摩耗や凝着（焼きつき）の有無を確認した。その結果を表５に示す。
【０１１４】
【表５】
【０１１５】
一方、比較材Ｎｏ．１３〜Ｎｏ．１９については、以下のような問題が確認された。
【０１１６】
Ｎｏ．１３；ＡｌＮが含有されていないために、十分な耐摩耗性および相手攻撃性が得られない。
【０１１７】
Ｎｏ．１４；ＡｌＮ含有量が少ないために、十分な耐摩耗性および相手攻撃性が得られない。
【０１１８】
Ｎｏ．１５；ＡｌＮ含有量が１８％と多いためにピストン側への攻撃量は増加した。
【０１１９】
Ｎｏ．１６；潤滑粒子の含有量が６％と多いためにアルミ合金の強度が低下し、耐摩耗性が若干低下した。
【０１２０】
Ｎｏ．１７；硬質粒子の含有量が６％と多いために、ピストン側への攻撃量が増加した。
【０１２１】
Ｎｏ．１８；硬質粒子の含有量が７％と多いために、ピストン側への攻撃量が増加した。
【０１２２】
Ｎｏ．１９；溶製アルミ合金ではその摺動面に硬質Ｃｒめっきを施し、かつ、ピストン側にもＦｅめっきを施さないと、摩耗や凝着といった問題が生じてライナとしては使用できない。
【０１２３】
なお、Ｎｏ．１５においては、ＡｌＮの含有量が、またＮｏ．１７，１８においては、硬質粒子の含有量が本発明が規定する適正量よりも多いために、シリンダーライナ形状に加工する際に超硬工具の摩耗が他に比べて顕著であった。
【０１２４】
以上により、本実施例における焼結アルミ合金は、硬質Ｃｒめっきなどの表面処理を施さなくとも、シリンダーライナとしての耐摩耗性・耐焼きつき性を十分に有しており、また相手のピストン側にもＦｅめっき処理を施すことなく使用できるといった経済性の面においても優れている。
【０１２５】
（実施例５）
重量基準でＳｉ；１２％、Ｆｅ；３％、Ｎｉ；３％、Ｍｇ；１％を含有するアルミ合金粉末に対してＴｉＯ2 粒子（平均粒径；７μｍ）を１．５％、黒鉛粉末（平均粒径；１０μｍ）を１％それぞれ添加した混合粉末を成形した後、５４０℃に制御した窒素雰囲気中で３ｈｒ加熱・保持することで焼結アルミ合金を作製し、かつ、その際に窒化反応により焼結アルミ合金全体に対して４％のＡｌＮが生成する焼結体を得た。この素材から熱間押出し法により円筒形状のシリンダーライナを作製した。
【０１２６】
このとき、押出し条件（押出し比）を制御することで、押出し後のシリンダーライナ素材の空孔率を変えて各アルミ合金の耐摩耗性および耐焼きつき性を評価した。その結果を表６に示す。
【０１２７】
【表６】
【０１２８】
さらには、各シリンダーライナをアルミ高圧鋳造によりエンジンブロック本体に鋳込み、そのときのシリンダーライナの変形の有無を確認した。なお、比較材としてＦＣ鋳鉄を用いたシリンダーライナについても併せて評価を行なった。
【０１２９】
表６からわかるように、本願発明において規定する空孔率を有する焼結アルミ合金を用いたシリンダーライナにおいては、現行のシリンダーライナ材であるＦＣ鋳鉄材と同等の耐摩耗性および耐焼きつき性を有している。
【０１３０】
特に、空孔率が３％〜１０％の焼結アルミ合金については、それらの特性はさらに優れていることがわかる。また、エンジンブロックに鋳込んだ場合においても、エンジンブロック本体側からの拘束力により変形することなく、シリンダーライナ形状に加工した状態の真円度が確保されていることがわかる。一方、比較材においては以下のような問題が確認された。
【０１３１】
Ｎｏ．６；空孔率が１８％と大きいためにエンジンブロックに鋳込んだ際に、シリンダーライナ側に作用する圧縮応力によりシリンダーライナが変形した。
【０１３２】
Ｎｏ．７；空孔率が２２％と大きいために焼結アルミ合金の強度が低下し、摩擦試験において試料が欠損した。また、エンジンブロックに鋳込んだ際に、シリンダーライナ側に作用する圧縮応力によりシリンダーライナが変形した。
【０１３３】
（実施例６）
実施の形態において提案する窒化反応法により作製した熱間押出し後の焼結アルミ合金（合金組成；Ａｌ−１２Ｓｉ−２Ｎｉ−１Ｍｇ−２ＡｌＮ／重量％）中に生成・分散するＡｌＮ粒子の組織構造のＴＥＭ像（１８，０００倍にて撮影）を図１に示し、またＳＩＭ像を図２に示す。
【０１３４】
また、比較として同一組成の焼結アルミ合金を従来の製法、つまりＡｌＮ粒子（平均粒径２２μｍ）をアルミ合金粉末（組成；Ａｌ−１２Ｓｉ−２Ｎｉ−１Ｍｇ／重量％）に添加・混合したものを成形・焼結・熱間押出しにより作製し、このアルミ合金中に分散するＡｌＮ粒子のＳＩＭ像を図３に示す。
【０１３５】
図１および図２に示すように、本実施の形態において提案する直接窒化反応法により生成したＡｌＮは繊維状あるいは樹枝状に一方向に成長した組織構造を有していることがわかる。また、その成長方向をＡｌＮの厚みとすると、図からもわかるように、窒化反応法により生成するＡｌＮの厚みは約１μｍ程度である。
【０１３６】
一方、図３に示すように、従来製法によるＡｌＮ粒子を添加する場合、ＡｌＮは繊維状構造ではなく、単結晶構造を有しており、明らかに本発明の窒化反応法により生成したＡｌＮ粒子と異なることがわかる。
【０１３７】
（実施例７）
本実施の形態が提案する窒化反応法により作製した熱間押出し後の焼結アルミ合金の光学顕微鏡組織写真を図４に示す。合金組成はＡｌ−１２Ｓｉ−２Ｎｉ−１Ｍｇ−２ＡｌＮ／重量％）である。また、比較としてＡｌＮ粒子（平均粒径２２μｍ）をアルミ合金粉末（組成；Ａｌ−１２Ｓｉ−２Ｎｉ−１Ｍｇ／重量％）に添加して本発明材と同一組成にした焼結アルミ合金を熱間押出し法により作製した。その焼結体の組織写真を図５に示す。
【０１３８】
図４に示すように、本発明の窒化反応法により生成したＡｌＮ粒子（黒い矢印で示す部分）はマトリックスのアルミ合金素地との境に隙間がない結合界面を有していることがわかる。これに対して、図５に示す従来法（ＡｌＮ粒子を添加する方法）では、ＡｌＮ粒子（黒い矢印で示す部分）とアルミ合金素地との境に隙間（Ｇａｐと記した白い矢印で示した部分）が存在していることがわかる。
【０１３９】
（実施例８）
上記実施例６で作製した焼結アルミ合金について、チップオンディスク式摩擦試験を境界潤滑条件下で実施した後の焼結体および相手材の摺動面の損傷状況を光学顕微鏡により観察した。その結果を、図６（ａ），（ｂ）および図７（ａ），（ｂ）に示す。図６（ａ），（ｂ）は、本発明が提案する窒化反応法により作製したＡｌＮが生成分散する焼結アルミ合金であり、図７（ａ），（ｂ）は、従来法であるＡｌＮ粒子を添加して得られた焼結アルミ合金である。なお、相手材には溶製アルミ合金（ＡＤＣ１２材）を用いた。
【０１４０】
図６（ａ）に示すように、本願発明が提案する窒化反応法により作製した焼結アルミ合金の摺動面においては、軽微な擦れ跡が見られる程度で凝着・焼きつき現象は観察されない。またＡｌＮ粒子が脱落した形跡も摺動面には認められない。さらに、相手材についても、図６（ｂ）に示すように、凝着・焼きつき現象は見られず軽微な擦れ跡が存在する程度である。
【０１４１】
一方、図７（ａ）においては、焼結アルミ合金にＡｌＮ粒子の脱落した孔（Hallと記した白い矢印部分）が各所に存在しており、深い摺動傷も観察される。また相手材についても、図７（ｂ）に示すように、脱落したＡｌＮ粒子により攻撃された深い摺動傷および凝着領域（Seizure と記した白い部分）が各所に存在していることがわかる。
【０１４２】
このように本願発明が提案する窒化反応法により作製した焼結アルミ合金においては窒化アルミニウム（ＡｌＮ）とマトリックスであるアルミ合金が隙間なく、強固に結合した界面を有することで、相手材と摩擦摺動した場合においてもＡｌＮ粒子が脱落せず、優れた耐摩耗性・耐焼きつき性および相手攻撃性を有することが確認された。
【０１４３】
（実施例９）
【０１４４】
【表７】
【０１４５】
窒化アルミニウムおよび窒素の含有量は焼結アルミ合金全体に対する比率を重量％で表示し、上記表７中に示す。なお、残部はすべてＡｌである。また、熱膨張率も併せて上記表７中に示す。
【０１４６】
シリンダーライナ素材から摩耗試験用試料を作製し、溶製アルミ合金（ＪＩＳＡＣ８Ａ材）を相手材に用いて、境界潤滑条件における各焼結アルミ合金の耐摩耗性を評価した。また、油膜切れの条件下での耐焼きつき性（押出し荷重を増加させて焼きつき現象が発生した際の荷重を比較）を評価した。なお、チップオンディスク式摩耗試験を用いてそれぞれの特性を評価した。摩耗試験後のシリンダーライナ素材および相手材の摩耗量および焼きつき発生荷重の評価結果を表８に示す。
【０１４７】
【表８】
【０１４８】
表７および表８に示すように、粉末アルミ合金中の窒化アルミニウムとＳｉとの合計含有量が本願発明が規定する適正範囲を満足するＮｏ．１〜Ｎｏ．９においては、その熱膨張率αC は１４×１０-6／℃〜２０×１０-6／℃を満足し、かつ、優れた耐摩耗特性を有することがわかる。また、鋳込んだ後のシリンダーライナとエンジンブロック本体の界面は密着した良好な状態を示しており、シリンダーライナの変形も認められなかった。
【０１４９】
一方、比較例Ｎｏ．１０，１１においては、以下のような問題が確認された。Ｎｏ．１０；ＡｌＮとＳｉの合計含有量が２％と少ないために、十分な耐摩耗性が得られず、また両者の合計含有量は少ないために熱膨張率は２１．６×１０-6／℃と大きい値を示した。また、シリンダーライナとエンジンブロックの熱膨張率の差が０．４×１０-6／℃と小さいためにシリンダーライナとエンジンブロックとの界面に隙間が確認された。
【０１５０】
Ｎｏ．１１；ＡｌＮとＳｉの合計含有量が３６％と多いために熱膨張率は１３．０×１０-6／℃と小さい値を示し、エンジンブロックとシリンダーライナの熱膨張率の差が９×１０-6／℃と大きいために、鋳込んだ後にシリンダーライナが変形した。また、ＡｌＮとＳｉの合計含有量が３６％と多いために相手材を若干攻撃することも認められた。
【０１５１】
【発明の効果】
この発明に基づいた請求項１〜請求項１２に記載の発明によれば、シリンダーライナとエンジンブロックの熱膨張率の関係により、両者の接触界面に隙間が生じることがない。その結果、エンジンブロックからのシリンダーライナの抜け落ちを防止することが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】熱間押出し後の焼結アルミ合金中に生成・分散するＡｌＮ粒子の組織構造のＴＥＭ写真である。
【図２】熱間押出し後の焼結アルミ合金中に生成・分散するＡｌＮ粒子の組織構造のＳＩＭ写真である。
【図３】従来製法におけるＡｌＮ粒子の組織構造のＳＩＭ写真である。
【図４】窒化反応によるＡｌＮ分散焼結アルミ合金の顕微鏡写真である。
【図５】ＡｌＮ粒子添加焼結アルミ合金の顕微鏡写真である。
【図６】（ａ）および（ｂ）は、本願発明に基づく窒化反応によるＡｌＮ分散焼結アルミ合金の顕微鏡写真である。
【図７】（ａ）および（ｂ）は、従来法であるＡｌＮ粒子添加焼結アルミ合金の顕微鏡写真である。
Claims (12)
- 溶製アルミ合金製エンジンブロックに鋳込まれる粉末アルミ合金製シリンダーライナであって、
前記シリンダーライナは、熱間押出し法で円筒形状としたもので、その粉末アルミ合金は、アルミ合金全体に対して容積率で１％以上１５％以下の空孔率を有し、窒化アルミニウムを重量基準で０．５％以上１５％以下含有し、残部がアルミニウムのＡｌＮ分散型粉末アルミ合金であり、
前記ＡｌＮ分散型粉末アルミ合金は、繊維状あるいは樹枝状にＡｌＮが層状の被膜としてアルミ合金中生成・分散しており、
前記粉末アルミ合金製シリンダーライナの熱膨張率をαC、前記溶製アルミ合金製エンジンブロックの熱膨張率をαBとするとき、両者の関係が１４×１０-6／℃≦αC≦２０×１０-6／℃であり、かつ、１×１０-6／℃≦αB−αC≦８×１０-6／℃を満足する、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。 - 前記粉末アルミ合金製シリンダーライナは、前記溶製アルミ合金製エンジンブロックにアルミ高圧鋳造法により鋳込まれる、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。
- 前記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒素を重量基準で０．１％以上５％以下含有し、残部がアルミニウムであり、かつ、前記窒素は前記アルミニウムと結合した構造を有するＡｌＮ分散型粉末アルミ合金である、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。
- 前記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒化アルミニウムを重量基準で０．５％以上１５％以下含有し、Ｍｇを重量基準で０．０５％以上含有し、残部がアルミニウムのＡｌＮ分散型粉末アルミ合金である、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。
- 前記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒素を重量基準で０．１％以上５％以下含有し、Ｍｇを重量基準で０．０５％以上の含有し、残部がアルミニウムであり、かつ、前記窒素は前記アルミニウムと結合した構造を有するＡｌＮ分散型粉末アルミ合金である、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。
- 前記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、繊維状に一方向に成長した組織構造をもつ窒化アルミニウムを含み、かつ、その成長方向を厚みとした場合に前記窒化アルミニウムは３μｍ以下の層状粒子形状を有している、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。
- 前記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、窒化アルミニウムを含み、この窒化アルミニウムとアルミ合金素地のマトリックスであるアルミニウムとの境に隙間がない結合界面を有する、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。
- 前記空孔率は、アルミ合金全体に対して容積率で３％以上１０％以下である、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。
- 前記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、黒鉛、ＭｏＳ2、ＷＳ2、ＣａＦからなるグループから選択される少なくとも１種以上の潤滑成分を重量基準で５％以下含有する、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。
- 前記潤滑成分の含有量は、重量基準で１％以上３％以下である、請求項９に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。
- 前記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、Ｓｉ、Ｆｅ、Ｎｉ、Ｃｒ、Ｔｉ、Ｍｎ、Ｚｒからなるグループから選択される少なくとも１種以上の元素を含有し、かつ、その含有量が２５重量％以下である、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。
- 前記シリンダーライナの粉末アルミ合金は、ＴｉＯ2、ＺｒＯ2、ＳｉＯ2、ＭｇＯ2、Ａｌ2Ｏ3、Ｃｒ2Ｏ3からなるグループから選択される少なくとも１種以上の酸化物球状粒子を５重量％以下含有する、請求項１に記載の粉末アルミ合金製シリンダーライナ。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP28611197A JP3897416B2 (ja) | 1997-10-01 | 1997-10-01 | 粉末アルミ合金製シリンダーライナ |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP28611197A JP3897416B2 (ja) | 1997-10-01 | 1997-10-01 | 粉末アルミ合金製シリンダーライナ |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPH11107848A JPH11107848A (ja) | 1999-04-20 |
| JP3897416B2 true JP3897416B2 (ja) | 2007-03-22 |
Family
ID=17700083
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP28611197A Expired - Fee Related JP3897416B2 (ja) | 1997-10-01 | 1997-10-01 | 粉末アルミ合金製シリンダーライナ |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3897416B2 (ja) |
Families Citing this family (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPWO2002053899A1 (ja) * | 2000-12-07 | 2004-05-13 | ヤマハ発動機株式会社 | 内燃機関 |
| JP4516243B2 (ja) | 2001-07-23 | 2010-08-04 | 本田技研工業株式会社 | 鋳包み鋳造方法 |
| JP5111903B2 (ja) * | 2007-03-15 | 2013-01-09 | 本田技研工業株式会社 | シリンダスリーブの製造方法 |
| US20100031914A1 (en) * | 2007-03-15 | 2010-02-11 | Honda Motor Co., Ltd | Hollow member, cylinder sleeve and methods for producing them |
| JP5433916B2 (ja) * | 2010-09-29 | 2014-03-05 | 住友電工焼結合金株式会社 | シリンダスリーブ用合金及びそれを使用したシリンダスリーブ |
| JP5733640B2 (ja) * | 2013-04-23 | 2015-06-10 | 住友電工焼結合金株式会社 | シリンダライナ用原料粉末、シリンダライナ、及びシリンダライナの製造方法 |
-
1997
- 1997-10-01 JP JP28611197A patent/JP3897416B2/ja not_active Expired - Fee Related
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPH11107848A (ja) | 1999-04-20 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| EP0100470B1 (en) | Heat-resistant, wear-resistant, and high-strength aluminum alloy powder and body shaped therefrom | |
| EP0907023B1 (en) | Sliding member made of sintered aluminum alloy and oil pump | |
| US5338168A (en) | Oil pump made of aluminum alloys | |
| JPH0118982B2 (ja) | ||
| JP3897416B2 (ja) | 粉末アルミ合金製シリンダーライナ | |
| JP3304021B2 (ja) | 高温耐摩耗性に優れた銅合金 | |
| JP4116166B2 (ja) | すべり軸受及びその製造方法 | |
| JP4590784B2 (ja) | 摺動部材および弁開閉時期制御装置 | |
| JP2552523B2 (ja) | 内燃機関のシリンダスリーブとピストンの組合せ | |
| JPS6050137A (ja) | 硬質粒子分散型耐熱耐摩耗性高力アルミニウム合金部材 | |
| JPH0120218B2 (ja) | ||
| JP2893658B2 (ja) | 焼結Ａ▲ｌ▼合金製摺動部材 | |
| JPH0118983B2 (ja) | ||
| JPH04263037A (ja) | エンジンおよび乗り物用の構造部材 | |
| JPH11229061A (ja) | 摺動部材 | |
| KR0183227B1 (ko) | 금속소결체 복합재료 및 그 제조방법 | |
| JP2000018089A (ja) | 内燃機関用シリンダーライナーとピストンの組合せ | |
| JPH11117034A (ja) | 摺動部材 | |
| JP2790807B2 (ja) | 複合ピストン | |
| JP4203803B2 (ja) | マグネシウム合金摺動部材 | |
| JPH0118984B2 (ja) | ||
| JP2856286B2 (ja) | ピストンリング | |
| JPH0121164Y2 (ja) | ||
| JP3234810B2 (ja) | 粉末アルミニウム合金製シリンダライナ | |
| JP2003119532A (ja) | 低温での耐スカッフ性に優れた急冷アルミニウム合金製スリーブ |
Legal Events
| Date | Code | Title | Description |
|---|---|---|---|
| A977 | Report on retrieval |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007 Effective date: 20050815 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20050823 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20051019 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20051122 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20060119 |
|
| A131 | Notification of reasons for refusal |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131 Effective date: 20060808 |
|
| A521 | Request for written amendment filed |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523 Effective date: 20060921 |
|
| TRDD | Decision of grant or rejection written | ||
| A01 | Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01 Effective date: 20061205 |
|
| A61 | First payment of annual fees (during grant procedure) |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61 Effective date: 20061219 |
|
| R150 | Certificate of patent or registration of utility model |
Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150 |
|
| LAPS | Cancellation because of no payment of annual fees |