JP2000320450A

JP2000320450A - 流体ポンプ

Info

Publication number: JP2000320450A
Application number: JP11197736A
Authority: JP
Inventors: Yoshio Fuwa; 良雄不破; Masateru Nakamura; 昌照中村; Katsutoshi Noda; 克敏野田; Sumio Kamiya; 純生神谷; Yasuo Fujioka; 泰雄富士岡; Toshio Fujimura; 俊夫藤村; Shunsuke Anzai; 俊介安西; Shinya Sugiura; 慎也杉浦; Masaaki Makino; 牧野　　正晃; Yasuhiro Horiuchi; 康弘堀内
Original assignee: Denso Corp; Toyota Motor Corp
Current assignee: Denso Corp; Toyota Motor Corp
Priority date: 1999-03-09
Filing date: 1999-07-12
Publication date: 2000-11-21
Anticipated expiration: 2019-07-12
Also published as: DE10011206C2; FR2794180B1; DE10011206A1; FR2794180A1; JP3565746B2

Abstract

(57)【要約】【課題】カム〜プランジャ間の摺動部における異常摩
耗や焼付きを防止して、ディーゼルエンジンの燃料高圧
噴射ポンプ等に適した流体ポンプを提供することを目的
とする。【解決手段】カム機構によりプランジャが作動する流
体ポンプにおいて、カム機構は、カムと、このカムに摺
接するローラと、このローラに摺接すると共にプランジ
ャに当接するシューとから成り、ローラとシューの一方
が他方とほぼ等しい熱膨張係数を有するセラミックスか
ら成る。例えば、一方が鉄系金属から成り、他方がジル
コニア系セラミックスから成る。また、上記と同じ構造
の流体ポンプにおいて、ローラとシューの少なくとも一
方が窒化珪素系又は炭化珪素系のセラミックスから成
る。ローラとカムとの摺接により生ずる面圧の、ローラ
の長手方向における変化が所定範囲内になるように、ロ
ーラの両端をクラウニング形状とする。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、カム機構によりプ
ランジャが作動する流体ポンプに関する。

【０００２】

【従来の技術】従来から、ディーゼルエンジン等の内燃
機関の燃料ポンプ等として、カム機構によってプランジ
ャを作動させる方式の流体ポンプが用いられている。近
年、ディーゼルエンジンの出力向上およびエミッション
改善のために極めて有効な手段として、コモンレールシ
ステムに代表されるように燃料を高圧で噴射することが
行われている。

【０００３】しかし、高圧噴射に際してはポンプシステ
ムに多大な負担がかかり、あまり高圧にすると、特にカ
ムとプランジャのような燃料昇圧部の摺動部材間で焼付
きが発生するため、高圧化に限界があった。その解決策
として、例えば特開平８−１０９８８４号公報には、カ
ムとプランジャとの間に窒化珪素（Ｓｉ₃Ｎ₄）系のセ
ラミックスボールを介在させることで、カム・プランジ
ャ間の焼付き防止と摩耗抑制を行った流体ポンプが提案
されている。

【０００４】しかし、本発明者が種々検討した結果、上
記提案の構造ではセラミックスボールとカムおよびプラ
ンジャとの摺接が点接触で行われ接触面積が極めて小さ
いため、特にボールとの摺動量が大きいカムの表面が荒
れて焼付きの発生する危険性が高いことが分かった。

【０００５】

【発明が解決しようとする課題】本発明は、カム〜プラ
ンジャ間の摺動部における異常摩耗や焼付きを防止し
て、ディーゼルエンジンの燃料高圧噴射ポンプ等に適し
た流体ポンプを提供することを目的とする。

【０００６】

【課題を解決するための手段】上記の目的を達成するた
めに、本願第１発明によれば下記（１）〜（４）の流体
ポンプが提供される。（１）カム機構によりプランジャが作動する流体ポンプ
において、上記カム機構は、カムと、このカムに摺接す
るローラと、このローラに摺接すると共に上記プランジ
ャに当接するシューとから成り、上記ローラおよび上記
シューの一方が他方とほぼ等しい熱膨張係数を有するセ
ラミックスから成ることを特徴とする流体ポンプ。

【０００７】（２）上記（１）において、上記ローラが
鉄系金属から成り、上記シューがジルコニア（Ｚｒ
Ｏ₂）系セラミックスから成る。（３）上記（１）において、上記カムが鉄系金属から成
り、上記ローラがジルコニア系セラミックスから成るこ
とを特徴とする流体ポンプ。（４）上記（１）において、上記ローラまたは上記シュ
ーの一方が、セリア安定化ジルコニアとランタンβアル
ミナとの複合材料から成ることを特徴とする流体ポン
プ。

【０００８】また、本願第２発明によれば、下記（５）
〜（１１）の流体ポンプが提供される。（５）カム機構によりプランジャが作動する流体ポンプ
において、上記カム機構は、カムと、このカムに摺接す
るローラと、このローラに摺接すると共に上記プランジ
ャに当接するシューとから成り、上記ローラおよび上記
シューの少なくとも一方が窒化珪素（Ｓｉ₃Ｎ₄）系ま
たは炭化珪素（ＳｉＣ）系のセラミックスから成ること
を特徴とする流体ポンプ。

【０００９】（６）上記（５）において、上記ローラ
が、相対密度９９％以上、曲げ強度１０００ＭＰａ以
上、平均粒径０．８μｍ以下の窒化珪素系セラミックス
から成ることを特徴とする流体ポンプ。（７）上記（５）において、上記ローラおよび上記シュ
ーの両方が、窒化珪素系または炭化珪素系のセラミック
スから成ることを特徴とする流体ポンプ。

【００１０】（８）上記（５）において、上記ローラと
上記カムとの摺接により生ずる面圧の、該ローラの長手
方向における変化が所定範囲内になるように、該ローラ
の両端をクラウニング形状としたことを特徴とする流体
ポンプ。（９）上記（８）において、上記クラウニング形状が、
Ｌ’＝１．０〜３．０ｍｍ，ｈ＝２．０〜１０．０μｍ
〔但し、Ｌ’＝Ｌ−０．５ｍｍ、Ｌ’＝クラウニング形
状部分の実効長、Ｌ＝クラウニング形状部分の全長、ｈ
＝Ｌ’全体での上記ローラの半径減少量〕で規定される
ことを特徴とする流体ポンプ。

【００１１】（１０）上記（８）において、上記クラウ
ニング形状が、Ｌ’＝３．０〜５．５ｍｍ，ｈ＝１．５
〜３．５μｍ〔但し、Ｌ’＝Ｌ−０．５ｍｍ、Ｌ’＝ク
ラウニング形状部分の実効長、Ｌ＝クラウニング形状部
分の全長、ｈ＝Ｌ’全体での上記ローラの半径減少量〕
で規定されることを特徴とする流体ポンプ。（１１）上記（８）において、上記ローラが上記シュー
より長く且つ上記クラウニング形状部分以外の部分で該
シューに摺接することを特徴とする流体ポンプ。

【００１２】更に本願第１、第２発明のいずれによって
も下記流体ポンプが提供される。（１２）上記（１）〜（１１）のいずれかにおいて、上
記シューは少なくとも上記プランジャに当接する部分が
曲面であり、且つ該プランジャは少なくとも該シューに
当接する部分が平面であることを特徴とする流体ポン
プ。（１３）上記（１）〜（１１）（ただし（７）を除く）
のいずれかにおいて、上記ローラおよび上記シューの一
方がジルコニア、窒化珪素および炭化珪素から成る群か
ら選択された１種から成り、他方が該一方との摺接部に
燐酸マンガン皮膜を有する鉄基金属から成ることを特徴
とする流体ポンプ。

【００１３】

【発明の実施の形態】本発明は、カムとプランジャとの
間にローラとシューをこの順で介在させた構造の流体ポ
ンプにおいて、ローラとシューの一方あるいは両方に特
定のセラミックスを用いたことにより、カムからプラン
ジャまでの伝達機構の摺接部での異常摩耗や焼付きの発
生を防止する。

【００１４】図１は、本発明を適用する流体ポンプのカ
ム機構およびプランジャの配置例を部分的に示す（１）
斜視図および（２）正面図である。この流体ポンプは、
カム機構（１〜３）によりプランジャ４が作動する流体
ポンプであって、このカム機構は、偏心リング状のカム
１と、このカム１に摺接するローラ２と、このローラ２
に摺接すると共に上記プランジャ４に当接するシュー３
とから成る。図示した構造例では、偏心リング状カム１
の偏心運動が、カム１の内周面に摺接するローラ２によ
り往復運動に変換され、この往復運動がローラ２に摺接
するシュー３を介して、シュー３に当接するプランジャ
４に伝達される。プランジャ４は適当な手段によりシュ
ー３へ向けて付勢された状態で当接しており、ローラ２
／シュー３／プランジャ４からなる往復運動系全体とし
てカム１の内周面の前進・後退に追従して往復運動す
る。

【００１５】上記構造のポンプシステムは典型的にはデ
ィーゼルエンジンの燃料噴射ポンプに用いられ、通常の
摺動構造とは異なり潤滑は燃料の軽油のみで行われるた
め、特にローラ／シュー間は高圧下で境界摩擦状態ある
いは無潤滑摩擦状態に曝される。従来、上記構造の典型
的な材料の組み合わせは、下記のように金属材料であっ
た。

【００１６】〔従来構造の材料の組み合わせの典型例〕カム：ＳＣｒ４２０等の構造用合金鋼ローラ：ＳＫＨ５１等の耐摩耗工具鋼シュー：ＳＵＪ２等の軸受鋼プランジャ：ＳＫＨ５１等の耐摩耗工具鋼このようにカム機構／プランジャ系を金属材料で構成す
ると、上記のような極限的な摩擦状態では、カム／ロー
ラ間やローラ／シュー間で摺動部の異常摩耗や焼付きが
発生するため、噴射圧力は高々６０〜７０ＭＰａ程度が
限界であった。

【００１７】これに対して本発明では、上記構造におい
てローラおよびシューの一方または両方に特定のセラミ
ックスを用いることにより、カム／ローラ／シュー間で
の異常摩耗や焼付きを防止して、２００ＭＰａに達する
高圧噴射を可能にする。第１発明においては、ローラと
シューの熱膨張係数をほぼ等しくしたことにより、温度
変化によるローラ／シュー間のクリアランスの変化が少
ないので、高温域でも両者間に十分な潤滑油が供給され
るためローラ／シュー間の異常摩耗や焼付きが抑制され
る。

【００１８】このようなローラとシューの典型的な組み
合わせとして、ローラがＳＫＨ５１に代表される耐摩耗
性に優れた工具鋼等の鉄系金属から成り、シューがジル
コニア（ＺｒＯ₂）系セラミックスから成る。ジルコニ
ア系セラミックスは熱膨張係数が鉄系金属あるいは鋼と
同等の１０×１０^-6Ｋ^-1である。カムの典型的な材料
は、ＳＣｒ４２０に代表される構造用合金鋼等の鉄系金
属である。カムと摺接するローラの材料は、鉄系金属か
ら成るカムに対する攻撃性が低いことが必要である。ロ
ーラが上記のような鉄系金属から成る場合にはカムへの
攻撃性が一般に低いので特に問題はないが、ローラがセ
ラミックスから成る場合にはカムへの攻撃性が低いセラ
ミックスを用いるように特に考慮する必要がある。第１
発明においては、ローラにジルコニア系セラミックスを
用いることにより、鉄系金属から成るカムへの攻撃性を
低く抑制することができる。

【００１９】ジルコニア系セラミックスはヤング率が鋼
と同等であり、ローラにジルコニア系セラミックスを用
いると、鋼製のカムとの接触面での面圧の増大が、窒化
珪素（Ｓｉ₃Ｎ₄）等のセラミックスをローラに用いた
場合に比べて小さい。また、ジルコニア系セラミックス
は硬さがＨＶ９００〜１０００であり、窒化珪素系セラ
ミックスの硬さＨＶ１３００〜１６００に対して低い。
そのため、ローラにジルコニア系セラミックスを用いる
と、接触面圧とローラ硬さが窒化珪素系セラミックスに
比べて低く抑制できるので、カムへの攻撃性が小さくな
り、焼付き発生を防止する上で特に望ましい。ローラに
窒化珪素系のように高ヤング率、高硬さのセラミックス
を用いた場合は、後に第２発明について詳述するよう
に、ローラを特定の形状にすることで接触面圧を低下さ
せることができる。

【００２０】ジルコニア系セラミックスは更に、無潤滑
摩擦状態での摩擦係数（μ）の荷重依存性が小さいとい
う特性がある。これにより、ローラの回転速度に急激な
変化があっても、ローラ／カム間で異常摩耗が発生する
ことがない。第１発明において、ローラまたはシューを
構成するジルコニア系セラミックスとして、セリア安定
化正方晶ジルコニア多結晶（Ｃｅ−ＴＺＰ。本明細書中
では「セリア安定化ジルコニア」とも略称する。）が特
に望ましい。ＣｅＯ（セリア）で安定化したジルコニア
は、ＭｇＯ（マグネシア）、Ｙ₂Ｏ₃（イットリア）、
ＣａＯ（カルシア）で安定化したジルコニアに比べて、
正方晶から単斜晶への変態温度が低いため、変態に伴う
体積変化が実質上無視できる程度に小さく、長期使用時
の加熱・冷却の繰り返しによる体積膨張・収縮に起因す
る破壊が発生することがない。

【００２１】更に望ましくは、ローラまたはシューに、
セリア安定化ジルコニア（Ｃｅ−ＴＺＰ）とランタンβ
アルミナ（ＬＢＡ。Ｌａ₂Ｏ₃・１１Ａｌ₂Ｏ₃）との
複合材料を用いる。Ｃｅ−ＴＺＰは、Ｙ−ＴＺＰ（イッ
トリア安定化ジルコニア）に比べて靱性は高いが、強度
が低く５００ＭＰａ程度である。ＬＢＡとの複合によ
り、Ｃｅ−ＴＺＰ本来の靱性を確保しながら、強度はＹ
−ＴＺＰ並の９００〜１０００ＭＰａが得られる。この
強度増加により、破壊確率はｍ＝１０の場合に１／１０
００に低減し、部材の信頼性が大幅に向上し、それによ
り一層の高圧化が可能になる。

【００２２】本願第２発明においては、ローラとシュー
の少なくとも一方が窒化珪素（Ｓｉ ₃Ｎ₄）系または炭
化珪素（ＳｉＣ）系のセラミックスから成る。窒化珪素
系および炭化珪素系のセラミックスは、境界摩擦条件下
および無潤滑摩擦条件下で鉄系金属よりも耐摩耗性およ
び耐焼付き荷重（焼付きが発生する最小荷重）が高いと
いう固有の特性を持つ。また、いずれも熱膨張係数が鉄
系金属の３０〜４０％程度と小さいので、特にローラに
用いた場合、摺動条件の厳しくなる高温域（高回転・高
負荷）では、鉄系金属から成るシューとのクリアランス
が広がり、潤滑剤として機能する燃料（軽油）の両者間
への供給が増加し、耐焼付き荷重が向上する。

【００２３】特に、窒化珪素系または炭化珪素系のセラ
ミックスをローラおよびシューの少なくとも一方に用い
ると、更に次の利点もある。すなわち、潤滑剤（燃料）
中に含有される水分または水酸基とのトライボケミカル
反応によりセラミックスの表面に比較的軟質の酸化珪素
（ＳｉＯ₂）が生成し、摺動部の摩擦を軽減することで
ある。

【００２４】特に、ローラに用いる窒化珪素系セラミッ
クスは、下記の理由により、相対密度９９％以上、曲げ
強度１０００ＭＰａ以上、平均粒径０．８μｍ以下であ
ることが望ましい。すなわち、ローラを構成する窒化珪
素系セラミックスの相対密度が低いと内部の気孔量が多
いためヘルツ応力により接触面近傍の内部から剥離様の
破壊が発生し易くなる。強度が低くても同様に剥離様の
破壊が発生し易い。更に、上記のように軟質の酸化珪素
が生成する際に、摺動条件によっては窒化珪素自体の脱
落が起きる可能性もある。窒化珪素系セラミックスの粒
径が大きいと、脱落部に発生する窪みが大きくなり、シ
ューおよびカムを攻撃し、異常摩耗が発生したり、焼付
きに至る可能性が高くなる。

【００２５】また、ローラおよびシューの両方に窒化珪
素系または炭化珪素系のセラミックスを用いると、窒化
珪素同士あるいは炭化珪素同士の摩擦下で酸化珪素の生
成が促進され、両者間の摩擦低減効果が更に向上する。
第２発明において、特にローラに窒化珪素系または炭化
珪素系のセラミックスを用いた場合、摺動面に発生する
面圧を低減する配慮が重要である。窒化珪素系または炭
化珪素系のセラミックスは鉄系金属に比べて剛性（ヤン
グ率）および硬さがかなり大きいため、鉄系金属同士の
接触に比べて摺動面の面圧が上昇する。特にローラ端部
とカムとの接触部は面圧が急激に立ち上がって最も大き
くなる部位であり、そのためカムが転動疲労による損傷
を受けて表面の荒れが発生し、最終的には焼付きに至る
原因になる。

【００２６】特にローラ端部での面圧の立ち上がりを低
減するために、第２発明の望ましい態様においては、ロ
ーラとカムとの摺接により生ずる面圧の、ローラの長手
方向における変化が所定範囲内になるように、ローラの
両端をクラウニング形状（あるいはテーパ形状）とす
る。これにより、ローラ端部での面圧が低減し、局部的
な高面圧部が解消されてローラ長手方向における面圧分
布がなだらかになり、特にカムの耐久性が向上する。ク
ラウニング形状は、クラウニング実効長（Ｌ’〔ｍ
ｍ〕）とクラウニング量（ｈ〔μｍ〕）とで規定され
る。Ｌ’およびｈは、下記のように定義され、下記の各
項は図２に示した各部の寸法である。

【００２７】Ｌ’＝Ｌ−０．５〔ｍｍ〕、Ｌ’＝クラウニング形状部分の実効長、Ｌ＝クラウニング形状部分の全長、ｈ＝Ｌ’全体での上記ローラの半径減少量（μｍ）望ましいクラウニング形状は、Ｌ’＝１．０〜３．０ｍ
ｍ，ｈ＝２．０〜１０．０μｍで規定される範囲、およ
びＬ’＝３．０〜５．５ｍｍ，ｈ＝１．５〜３．５μｍ
で規定される範囲である。

【００２８】ローラ端部での面圧の立ち上がりは、カム
摺動面のみでなくシュー摺動面についても耐焼付き性に
大きな影響を及ぼす。シュー面圧の低減に対して最も有
効なローラの寸法および端部形状は、シューと同一長さ
にして端部をピン角形状にすることである。このように
すると、シューとの接触面積が増大し、それにより面圧
を低減できるという利点もある。

【００２９】しかし、ローラ両端によるカムへの攻撃を
抑制するためには、ローラ端部形状をピン角形状ではな
く前記のようにクラウニング形状にする方が有利であ
る。そこで、ローラからカムおよびシューへの攻撃を同
時に低減する手段として、第２発明の望ましい態様の一
つにおいては、ローラ両端にクラウニングを付与し、ロ
ーラをシューより長くし、且つローラのクラウニング形
状部分以外の部分でシューに摺接するようなローラの寸
法および端部形状にする。

【００３０】最後に、シューへのプランジャの片当たり
が発生すると、ローラ／シュー間の面圧が局部的に高く
なり、その結果、ローラ／シュー間の焼付きが発生す
る。第１発明、第２発明に共通する望ましい態様によれ
ば、シューは少なくともプランジャに当接する部分が曲
面であり、且つプランジャは少なくともシューに当接す
る部分が平面である。シューとプランジャの形状をこの
ような組み合わせにすることにより、シューとプランジ
ャが往復運動する際のプランジャの片当たりを防止でき
る。

【００３１】第１発明、第２発明に共通する望ましい別
の態様によれば、上記ローラおよび上記シューの一方が
ジルコニア、窒化珪素および炭化珪素から成る群から選
択された１種から成り、他方が該一方との摺接部に燐酸
マンガン皮膜を有する鉄基金属から成る。燐酸マンガン
皮膜は、化成処理により形成される微細な結晶粒から成
る多孔質の皮膜であり、潤滑油を吸収・保持する能力が
高いため、ローラ／シュー間の面圧が高い場合にも両者
間の潤滑を安定して確保でき、両者の耐摩耗性および耐
焼付性を高面圧下でも防止できる。その際、上記セラミ
ックスは表面粗さが小さい方が望ましく、上記鉄基金属
は硬さが高い方が望ましい。通常、セラミックスの表面
粗さを１．２μｍＲｚ以下とし、鉄基金属の硬さをＨＶ
５００以上とすることが望ましい。

【００３２】以下に、具体的な実施例により本発明をよ
り詳細に説明する。

【００３３】

【実施例】〔実施例１〕図３に、第１発明の望ましい態
様により、ローラにＳＫＨ５１を用い、シューにジルコ
ニア（ＺｒＯ₂）系セラミックスを用いた例について、
温度変化と両者間のクリアランスとの関係を示す。シュ
ーを構成するジルコニア系セラミックスは熱膨張係数が
ローラを構成する工具鋼ＳＫＨ５１と同等の１０×１０
^-6Ｋ^-1であるため、−２０℃〜１００℃の温度範囲にお
いて公差内のクリアランスが維持されることが分かる。
このようにクリアランスの変化を少なくできることによ
り、特に高温域において潤滑剤（例えば軽油等の燃料）
による油膜の形成が確保され、十分な潤滑状態が維持さ
れ、耐焼付き性が向上する。

【００３４】〔実施例２〕図４に、第２発明の望ましい
態様により、シューに軸受鋼ＳＵＪ２を用い、ローラに
窒化珪素（Ｓｉ₃Ｎ₄）系セラミックスを用いた例につ
いて、温度変化と両者間のクリアランスとの関係を示
す。ローラを構成する窒化珪素系セラミックスは熱膨張
係数がシューを構成する軸受鋼ＳＵＪ２の３０〜４０％
程度と小さいため、特に摺動条件が厳しくなる高温域
（高回転・高負荷）で両者間のクリアランスが広がり、
潤滑剤（例えば軽油等の燃料）の供給が増加して潤滑状
態が向上し、耐焼付き性が向上する。

【００３５】〔実施例３〕第２発明の望ましい態様によ
り、ローラを構成する窒化珪素系セラミックスの相対密
度、曲げ強度、平均粒径を制御した場合の、焼付き荷重
を測定した。焼付き試験および材質特性の測定は下記の
条件にて行った。焼付き試験条件試験方法：バーベルプレート試験（バーベル：Ｓｉ₃Ｎ₄、プレート：ＳＵＪ₂、プレート側を回転）試験片表面粗さ：バーベル、プレート共にＲｚ≦０．２摺動速度：４ｍ／ｓ雰囲気：軽油（ＪＴＤ−５，８０℃）中に浸漬負荷：０〜２００ｋｇの範囲で、１分経過毎に５ｋｇ増加（ステップ荷重）焼付きの判定：摩擦係数μ≧０．３となった時点を焼付き発生とした。

【００３６】材質特性の測定相対密度：アルキメデス法により測定曲げ強度：４点曲げ強度（ＪＩＳＲ１６０１に準ず
る）平均粒径：研磨面の組織写真上にて１００〜２００点の
測定値の平均値図５に示した結果から、第２発明の望ましい態様により
相対密度９９％以上、曲げ強度１０００ＭＰａ以上、平
均粒径０．８μｍ以下としたサンプルＢおよびＣは、こ
れらの条件から外れたサンプルＡに対して焼付き荷重が
顕著に向上していることが分かる。

【００３７】〔実施例４〕図６および図７に、第２発明
の望ましい態様により、ローラを窒化珪素系セラミック
スとし、カムを構造用合金鋼ＳＣｒ４２０とし、シュー
を軸受鋼ＳＵＪ２とした例について、ローラ端部にクラ
ウニングを設けたことによるカム面圧およびシュー面圧
への効果をそれぞれ示す。各曲線はローラ長さ方向にお
ける面圧の分布を示す。

【００３８】ローラ形状は、全長２０ｍｍ、端部面取り
部長さ０．６ｍｍまたは０．３ｍｍ、クラウニング無し
およびクラウニング有り（クラウニング形状：Ｌ’＝２
ｍｍ、ｈ＝５μｍ）とした。また、シュー全長は２０ｍ
ｍである。図中、○のプロットはクラウニング無しの場
合であり、特にカム面圧は、図６に示すようにローラ両
端で急激に立ち上がり最大値となり、鋭いピークを示し
ている。

【００３９】これに対して、図中●□のプロットで示し
たように、上記形状のクラウニングを設けると、ローラ
両端でのカム面圧の大きなピークは解消し、ローラ全長
に渡ってカム面圧はほぼ一定のなだらかな分布になって
いる。図７に示すように、シュー面圧は、クラウニング
無し（○プロット）の場合に、ロール両端でカム面圧の
ようには大きなピークにはならないが、小さなピークを
示しており、摩耗および焼付き防止の観点からは改善が
望ましい。

【００４０】上記形状のクラウニングを設けたことによ
り、●□のプロットで示したようにシュー面圧について
もロール両端でのピークが解消している。〔実施例５〕図８および図９に、実施例４と同じ部材材
質の組み合わせで、ローラ端部に実施例４と同様のクラ
ウニングを設け（ローラ端部面取り長さ０．３ｍｍ）、
ただしローラ全長を、シュー全長と同じ２０ｍｍおよび
シュー全長より長い２１ｍｍとしてた例について、ロー
ラ全長をシュー全長より長くすることによるカム面圧お
よびシュー面圧への効果をそれぞれ示す。

【００４１】ローラ全長２０ｍｍとした場合（図中○プ
ロット）に対して、ローラ全長をシュー全長より長くし
て、ローラのクラウニング形状以外の部分がシューに摺
接するようにしたことにより（図中●プロット）、カム
面圧およびシュー面圧共にローラ両端部でのピークが解
消していることが分かる。〔実施例６〕Ｒｉｇ耐久試験および実機耐久試験を行
い、第２発明の望ましい態様によるクラウニング形状の
有利な範囲を調べた。ローラに窒化珪素系セラミックス
を用い、カムにＳＣｒ４２０構造用合金鋼を用いた。各
試験は下記条件で行った。

【００４２】試験条件Ｒｉｇ耐久ポンプ単体で下記の限界耐久と灯油耐久に合格したもの
を合格とした。限界耐久：軽油（ＪＴＤ−５、燃料温度１１０℃）２３００ｒｐｍ×２００ｈｒ噴射圧１６０ＭＰａ灯油耐久：灯油（燃料温度１１０℃）２３００ｒｐｍ×２００ｈｒ噴射圧１４５ＭＰａ実機耐久下記の統合冷熱と連高に合格したものを合格とした。

【００４３】統合冷熱：１サイクル＝アイドル×５
ｓ→４０００ｒｐｍ×１３０ｓ４５００サイクル（出力
８２ｋｗ）連高：４５００ｒｐｍ×３００ｈｒ（全負荷）図１０に試験結果をまとめて示す。図中、○●プロット
がＲｉｇ耐久試験結果、□■プロットが実機耐久試験結
果であり、いずれも白抜きが合格、黒塗りが不合格を示
す。図中の太線で囲んだ２つの領域が耐焼付き性の合格
範囲、すなわちＬ’＝１．０〜３．０ｍｍ，ｈ＝２．０
〜１０．０μｍで規定される領域Ａと、Ｌ’＝３．０〜
５．５ｍｍ，ｈ＝１．５〜３．５μｍで規定され領域Ｂ
が合格範囲である。

【００４４】〔実施例７〕第１、第２発明に共通した望
ましい態様により、シュー側の当接部を曲面とし、プラ
ンジャ側の当接部を平面とした。下記条件にて試験を行
い焼付きの発生しない限界噴射圧（ローラ／シュー限界
荷重）を測定した。試験条件軽油（ＪＴＤ−５、燃料温度１１０℃）２３００ｒｐｍ×２００ｈｒ図１１に試験結果を示す。比較のために、上記とは逆に
シュー側の当接部を平面としプランジャ側の当接部を曲
面とした場合（比較１）およびシュー側およびプランジ
ャ側ともに当接部を曲面とした場合（比較２）の結果も
併せて示す。

【００４５】本発明の望ましい態様により、シュー側を
曲面としプランジャ側を平面とした組み合わせにするこ
とにより、シュー／プランジャ接触面圧が低く、シュー
摩耗後の当接形状が当初の一点接触状態が維持されて新
たな軸ずれが発生せず、ローラ／シュー間の焼付きが発
生しない限界荷重が高い。これに対して、比較１、２に
おいては、シュー／プランジャ接触面圧が高く、シュー
の当接部は摩耗により抉れてしまい当初の一点接触状態
が崩れて顕著な軸ずれが発生しており、ローラ／シュー
間の焼付きが発生しない限界荷重が低い。

【００４６】これは、軸ずれが起きると、シュー側の面
圧分布が変化し、オフセットした側に局部的な高面圧部
位が生じ、ローラ／シュー間の焼付きが発生しない限界
噴射圧（限界荷重）が低下するためである。〔実施例８〕第１、第２発明に共通した別の望ましい態
様により、ローラとシューの材質として表１に示す組み
合わせについて、摩耗試験および焼付試験を行った。

【００４７】

【表１】

【００４８】平板試験片は、表１に示した各セラミック
スおよび球状黒鉛鋳鉄（ＦＣＤ７０）で作製した。円筒
試験片は機械構造用炭素鋼（Ｓ４５Ｃ）で作製し、燐酸
マンガン皮膜を形成したものと皮膜なしのものについて
比較した。上記セラミックス製平板試験片はそれぞれ下
記のように作製した。窒化珪素（Ｓｉ₃ Ｎ₄）平均粒径１．０μｍのＳｉ₃ Ｎ₄粉末に焼結助剤として
少量のＹ₂Ｏ₃ 粉末およびＭｇＡｌ₂Ｏ₄粉末を混合
し、得られた混合粉末を常温にて所定寸法（１６mm×６
mm×１０mm）に加圧成形した。この圧粉成形体を非酸化
性雰囲気（窒素雰囲気）中にて１７５０℃で焼結した。
得られた焼結体は気孔率１．０％であった。焼結体の表
面を研削して、表１に示したように０．５〜１．４μｍ
Ｒｚの種々の表面粗さに仕上げた。

【００４９】ジルコニア（ＺｒＯ₂）平均粒径０．５μｍのＺｒＯ₂粉末に焼結助剤として少
量のＹ₂Ｏ₃ 粉末を混合し、得られた混合粉末を常温に
て上記所定寸法に加圧成形した。この圧粉成形体を大気
雰囲気中にて１６５０℃で焼結した。得られた焼結体は
気孔率１．０であった。焼結体の表面を研削して、表１
に示したように１．０μｍＲｚの表面粗さに仕上げた。

【００５０】炭化珪素（ＳｉＣ）平均粒径０．３μｍのＳｉＣ粉末に焼結助剤として少量
のＢ粉末およびＣ粉末を混合し、得られた混合粉末を常
温にて上記所定寸法に加圧成形した。この圧粉成形体を
アルゴン雰囲気中にて２１００℃で焼結した。得られた
焼結体は気孔率１．１％であった。焼結体の表面を研削
して、表１に示したように１．０μｍＲｚの表面粗さに
仕上げた。

【００５１】アルミナ（Ａｌ₂Ｏ₃ ）平均粒径０．４μｍのＡｌ₂Ｏ₃ 粉末を常温にて上記所
定寸法にて加圧成形した。この圧粉成形体を大気雰囲気
中にて１７００℃で焼結した。得られた焼結体は１．０
％であった。焼結体の表面を研削して、表１に示したよ
うに１．０μｍＲｚの表面粗さに仕上げた。

【００５２】円筒試験片は、Ｓ４５Ｃを焼入れ・焼き戻
しにより表１に示した各硬さに調質した後、機械加工に
より外径３５mm、内径３０mm、長さ１０mmの寸法に作製
し、端面を研削により１．２μｍＲｚの表面粗さに仕上
げた。作製した円筒試験片に通常のリューブライト処理
を施し、厚さ５μｍの燐酸マンガン皮膜を形成した。皮
膜表面は２〜３μｍＲｚの表面粗さであった。

【００５３】摩耗試験および焼付試験はそれぞれ下記の
条件で行った。摩耗試験条件平板試験片と円筒試験片を機械試験所型摩耗試験機にセ
ットし、平板試験片の試験面（１６mm×６mmの面）と円
筒試験片の端面との接触部に常温の潤滑油（キャッスル
モーターオイル５Ｗ−３０（商品名））を供給しつつ、
押圧荷重６０ｋｇ、回転数１６０ｒｐｍで円筒試験片を
１時間回転させた。試験後に、平板試験片および円筒試
験片の摩耗量をそれぞれ測定した。

【００５４】焼付試験条件上記と同様に試験片をセットして潤滑油の供給しつつ、
円筒試験片を１０００ｒｐｍで回転させながら、押圧荷
重を１００Ｎから７０００Ｎまで増加させ、焼付の発生
したときの荷重（焼付限度荷重）を測定した。図１２お
よび図１３に各試験結果を示す。窒化珪素、ジルコニ
ア、炭化珪素のいずれかと、燐酸マンガン皮膜付きＳ４
５Ｃ鋼とを組み合わせたＡ１、Ａ２、Ａ３は、窒化珪素
と皮膜無しＳ４５Ｃ鋼とを組み合わせたＡ１２に対し
て、耐摩耗性および耐焼付性が顕著に向上している。こ
れに対して、アルミナと皮膜付きＳ４５Ｃ鋼とを組み合
わせたＡ４は、鋼側の耐摩耗性および耐焼付性が劣り、
また、球状黒鉛鋳鉄と皮膜付きＳ４５Ｃ鋼とを組み合わ
せたＡ５は、鋳鉄側の耐摩耗性および焼付限度が劣る。

【００５５】ここで、窒化珪素側の表面粗さ（μｍＲ
ｚ）が０．５、１．０、１．２、１．４と順に増大して
いるＡ６、Ａ１、Ａ７、Ａ８の結果を比較すると、表面
粗さを１．２μｍＲｚ以下とすることにより、ほぼ同等
の優れた耐摩耗性および耐焼付性が得られることが分か
る。また、鋼の硬さ（ＨＶ）が３００、４５０、５０
０、６００と順に増加しているＡ１１、Ａ１０、Ａ９、
Ａ１の結果を比較すると、硬さをＨＶ５００以上とする
ことにより優れた耐摩耗性および耐焼付性が安定して得
られることが分かる。

【００５６】本実施例の態様は、ローラ／シュー以外に
も、ピストンリング（ＺｒＯ₂）／シリンダライナー
（ＳＵＪ２，ＨＶ８１０、燐酸マンガン皮膜）、バル
ブ（Ｓｉ₃ Ｎ₄）／バルブガイド（ＳＣＭ４２０Ｈ、浸
炭、燐酸マンガン皮膜）等に適用できる。〔実施例９〕ローラの端部クラウニング形状と、シュー
の燐酸マンガン皮膜とを組み合わせて適用した。

【００５７】実施例４で示したように、ローラが窒化珪
素系セラミックス、カムが構造用合金鋼ＳＣｒ４２０、
およびシューが軸受鋼ＳＵＪ２からぞれぞれなる成る場
合、ローラ端部をクラウニング形状とすることにより、
ローラ端部におけるカム面圧およびシュー面圧のピーク
を解消して、面圧分布を均一にできる。しかし、その結
果、平均面圧は上昇することになる。特にシューについ
ては、ローラ端部のクラウニングを設けることにより潤
滑油が抜け易くなり、焼付が発生し易くなるため、２０
０ＭＰａといった高噴射圧を保証することが困難になる
場合がある。

【００５８】このような場合に、ローラの端部にクラウ
ニング形状を付与することに加えて、シューに燐酸マン
ガン皮膜を付与することにより、皮膜による潤滑油の吸
収・保持作用を利用して、高噴射圧まで焼付を防止する
ことができる。図１４に示した寸法・形状のローラおよ
びシューについて、下記〜のように組み合わせを種
々に変えて、焼付きが発生する限界噴射圧を測定した。
すなわち、ポンプをエンジンの最大負荷域に相当するポ
ンプ回転数で実際に回転させ、焼付きが発生した噴射圧
を測定して限界噴射圧とした。

【００５９】ＳＫＨ５１ローラ／ＳＵＪ２シュー窒化珪素ローラ／ＳＵＪ２シュー窒化珪素ローラ／ＳＵＪ２シュー窒化珪素ローラ（クラウニング）／ＳＵＪ２シュー
（燐酸マンガン皮膜）（のクラウニング形状：Ｌ＝３mm、ｈ＝０．００７±
０．００３mm）試験条件は下記のとおりであった。

【００６０】ポンプ回転数：２５００ｒｐｍ燃料：灯油燃料温度：１１０℃ その結果、図１５に示したように、窒化珪素ローラに端
部クラウニングを付与すると共にシューに燐酸皮膜を付
与することにより、焼付が発生する限界噴射圧が大幅に
向上した。〜の組合せにおいては、図１５に示す噴
射圧で焼付きが発生したが、の組合せでは噴射圧２０
５ＭＰａであっても焼付きは発生しておらず、この噴射
圧が限界噴射圧ではないことが確認されている。

【００６１】なお、本実施例の態様は、インナーカム式
の流体ポンプに限らず、アウタカム式（列型）、偏心カ
ム式、フェイスカム式の流体ポンプに適用できる。

【００６２】

【発明の効果】以上説明したように、本発明によれば、
カム〜プランジャ間の摺動部における異常摩耗や焼付き
を防止して、ディーゼルエンジンの燃料高圧噴射ポンプ
等に適した流体ポンプが提供される。

【図面の簡単な説明】

【図１】図１は、本発明を適用する流体ポンプのカム機
構およびプランジャの配置例を部分的に示す（１）斜視
図および（２）正面図である。

【図２】図２は、クラウニング形状の説明図である。

【図３】図３は、第１発明の望ましい態様により、ロー
ラにＳＫＨ５１を用い、シューにジルコニア（Ｚｒ
Ｏ₂）系セラミックスを用いた例について、温度変化と
両者間のクリアランスとの関係を示すグラフである。

【図４】図４は、第２発明の望ましい態様により、シュ
ーに軸受鋼ＳＵＪ２を用い、ローラに窒化珪素（Ｓｉ₃
Ｎ₄）系セラミックスを用いた例について、温度変化と
両者間のクリアランスとの関係を示すグラフである。

【図５】図５は、第２発明の望ましい態様による相対密
度、曲げ強度、平均粒径の窒化珪素系セラミックスをロ
ーラに用いたことによる、焼付き荷重への効果を示すグ
ラフである。

【図６】図６は、第２発明の望ましい態様により、ロー
ラ端部にクラウニングを設けたことによるカム面圧分布
への効果を示すグラフである。

【図７】図７は、第２発明の望ましい態様により、ロー
ラ端部にクラウニングを設けたことによるシュー面圧分
布への効果を示すグラフである。

【図８】図８は、第２発明の望ましい態様により、ロー
ラ端部にクラウニングを設けた上で、ローラ全長をシュ
ー全長よりも長くしたことによるカム面圧分布への効果
を示すグラフである。

【図９】図９は、第２発明の望ましい態様により、ロー
ラ端部にクラウニングを設けた上で、ローラ全長をシュ
ー全長よりも長くしたことによるシューカム面圧分布へ
の効果を示すグラフである。

【図１０】図１０は、第２発明の望ましい態様によるク
ラウニング形状の有利な範囲をクラウニング実効長Ｌ’
とクラウニング量ｈとの関係で示すグラフである。

【図１１】図１１は、第２発明の望ましい態様により、
シューの当接面を曲面とし、プランジャの当接面を平面
としてことによる耐焼付き性への効果を示す図である。

【図１２】図１２は、燐酸マンガン皮膜の効果に関する
摩耗試験結果を示すグラフである。

【図１３】図１３は、燐酸マンガン皮膜の効果に関する
焼付試験結果を示すグラフである。

【図１４】図１４は、焼付試験に供するローラおよびシ
ューの形状・寸法を示す斜視図である。

【図１５】図１５は、ローラへの端部クラウニング付与
とシューへの燐酸マンガン皮膜付与とを組み合わせた効
果に関する噴射圧を示すグラフである。

【符号の説明】

１…カム２…ローラ３…シュー４…プランジャ

─────────────────────────────────────────────────────

【手続補正書】

【提出日】平成１１年９月１日（１９９９．９．１）

【手続補正１】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】００５９

【補正方法】変更

【補正内容】

【００５９】ＳＫＨ５１ローラ／ＳＵＪ２シュー窒化珪素ローラ／ＳＵＪ２シュー窒化珪素ローラ（クラウニング）／ＳＵＪ２シュー窒化珪素ローラ（クラウニング）／ＳＵＪ２シュー
（燐酸マンガン皮膜）（，のクラウニング形状：Ｌ＝３mm、ｈ＝０．００
７±０．００３mm）試験条件は下記のとおりであった。

【手続補正２】

【補正対象書類名】明細書

【補正対象項目名】００６２

【補正方法】変更

【補正内容】

【００６２】

【発明の効果】本発明によれば、カム〜プランジャ間の
摺動部における異常摩耗や焼付きを防止して、ディーゼ
ルエンジンの燃料高圧噴射ポンプ等に適した流体ポンプ
が提供される。

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (72)発明者中村昌照愛知県豊田市トヨタ町１番地トヨタ自動車株式会社内 (72)発明者野田克敏愛知県豊田市トヨタ町１番地トヨタ自動車株式会社内 (72)発明者神谷純生愛知県豊田市トヨタ町１番地トヨタ自動車株式会社内 (72)発明者富士岡泰雄愛知県豊田市トヨタ町１番地トヨタ自動車株式会社内 (72)発明者藤村俊夫愛知県豊田市トヨタ町１番地トヨタ自動車株式会社内 (72)発明者安西俊介愛知県豊田市トヨタ町１番地トヨタ自動車株式会社内 (72)発明者杉浦慎也愛知県刈谷市昭和町１丁目１番地株式会社デンソー内 (72)発明者牧野正晃愛知県刈谷市昭和町１丁目１番地株式会社デンソー内 (72)発明者堀内康弘愛知県刈谷市昭和町１丁目１番地株式会社デンソー内Ｆターム(参考） 3G066 AA07 AC01 BA49 CA09 CD18 3H071 AA07 BB01 CC26 DD89 EE11 3H075 AA03 BB03 BB13 CC19 DA04 DB24 DB50 3J030 EA22 EB02 EB05 EC04 EC06

Claims

【特許請求の範囲】

【請求項１】カム機構によりプランジャが作動する流
体ポンプにおいて、上記カム機構は、カムと、このカム
に摺接するローラと、このローラに摺接すると共に上記
プランジャに当接するシューとから成り、上記ローラお
よび上記シューの一方が他方とほぼ等しい熱膨張係数を
有するセラミックスから成ることを特徴とする流体ポン
プ。
【請求項２】上記ローラが鉄系金属から成り、上記シ
ューがジルコニア系セラミックスから成ることを特徴と
する請求項１記載の流体ポンプ。
【請求項３】上記カムが鉄系金属から成り、上記ロー
ラがジルコニア系セラミックスから成ることを特徴とす
る請求項１記載の流体ポンプ。
【請求項４】上記ローラまたは上記シューの一方が、
セリア安定化ジルコニアとランタンβアルミナとの複合
材料から成ることを特徴とする請求項１記載の流体ポン
プ。
【請求項５】カム機構によりプランジャが作動する流
体ポンプにおいて、上記カム機構は、カムと、このカム
に摺接するローラと、このローラに摺接すると共に上記
プランジャに当接するシューとから成り、上記ローラお
よび上記シューの少なくとも一方が窒化珪素系または炭
化珪素系のセラミックスから成ることを特徴とする流体
ポンプ。
【請求項６】上記ローラが、相対密度９９％以上、曲
げ強度１０００ＭＰａ以上、平均粒径０．８μｍ以下の
窒化珪素系セラミックスから成ることを特徴とする請求
項５記載の流体ポンプ。
【請求項７】上記ローラおよび上記シューの両方が、
窒化珪素系または炭化珪素系のセラミックスから成るこ
とを特徴とする請求項５記載の流体ポンプ。
【請求項８】上記ローラと上記カムとの摺接により生
ずる面圧の、該ローラの長手方向における変化が所定範
囲内になるように、該ローラの両端をクラウニング形状
としたことを特徴とする請求項５記載の流体ポンプ。
【請求項９】上記クラウニング形状が、Ｌ’＝１．０
〜３．０ｍｍ，ｈ＝２．０〜１０．０μｍ〔但し、Ｌ’
＝Ｌ−０．５ｍｍ、Ｌ’＝クラウニング形状部分の実効
長、Ｌ＝クラウニング形状部分の全長、ｈ＝Ｌ’全体で
の上記ローラの半径減少量〕で規定されることを特徴と
する請求項８記載の流体ポンプ。
【請求項１０】上記クラウニング形状が、Ｌ’＝３．
０〜５．５ｍｍ，ｈ＝１．５〜３．５μｍ〔但し、Ｌ’
＝Ｌ−０．５ｍｍ、Ｌ’＝クラウニング形状部分の実効
長、Ｌ＝クラウニング形状部分の全長、ｈ＝Ｌ’全体で
の上記ローラの半径減少量〕で規定されることを特徴と
する請求項８記載の流体ポンプ。
【請求項１１】上記ローラが上記シューより長く且つ
上記クラウニング形状部分以外の部分で該シューに摺接
することを特徴とする請求項８記載の流体ポンプ。
【請求項１２】上記シューは少なくとも上記プランジ
ャに当接する部分が曲面であり、且つ該プランジャは少
なくとも該シューに当接する部分が平面であることを特
徴とする請求項１から１１までのいずれか１項に記載の
流体ポンプ。
【請求項１３】上記ローラおよび上記シューの一方が
ジルコニア、窒化珪素および炭化珪素から成る群から選
択された１種から成り、他方が該一方との摺接部に燐酸
マンガン皮膜を有する鉄基金属から成ることを特徴とす
る請求項１、２、３、４、５、６、８、９、１０、１１
のいずれか１項記載の流体ポンプ。