JPH0137466B2 - - Google Patents
Info
- Publication number
- JPH0137466B2 JPH0137466B2 JP57131555A JP13155582A JPH0137466B2 JP H0137466 B2 JPH0137466 B2 JP H0137466B2 JP 57131555 A JP57131555 A JP 57131555A JP 13155582 A JP13155582 A JP 13155582A JP H0137466 B2 JPH0137466 B2 JP H0137466B2
- Authority
- JP
- Japan
- Prior art keywords
- sintered alloy
- sintered
- valve seat
- alloy
- amount
- 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
Links
Landscapes
- Powder Metallurgy (AREA)
Description
本発明は内燃機関用のバルブシートに関するも
のであり、特に異なる２種の焼結合金の複合より
なるバルブシートに関するものである。 内燃機関用のバルブシートとしては、無鉛ガソ
リンが使用されるのに伴つてより耐摩耗性に優れ
ることの要望から焼結合金製バルブシートが広く
使用されるようになつたものであるが、焼結合金
製バルブシートの耐摩耗性に寄与する焼結空孔の
存在はそのままバルブシートの強度の問題とされ
る。 従来のバルブシートはアルミニウム合金製シリ
ンダヘツドに組付けられる場合、焼きばめ冷しば
め、又は圧入されてもバルブシート肉厚が適当で
あればシリンダヘツドからの脱落が心配されるこ
とはなかつたが、エンジン出力向上のためにシリ
ンダヘツドのバルブ開口面積が大きくとられ、そ
の方法としてバルブシート肉厚を薄くする必要が
生じているが、その場合にバルブシートの脱落や
変形等の問題が生じる。又主としてデイーゼル機
関の如く鋳鉄製シリンダヘツドを使用する機関で
はバルブシートと鋳鉄製シリンダヘツドとの熱膨
張率の差異によつてバルブシートの脱落が問題と
される場合がある。これら薄肉化されたバルブシ
ートや鋳鉄製シリンダヘツドに組込まれるバルブ
シートにはバルブシート自体の強度・剛性が、特
に高温条件が要求される。 一方焼結合金製バルブシートでは耐熱性、耐摩
耗性を満たすため高価な元素を多量に含むため第
１図に示す如くバルブ４との当り面を形成する第
１部材１とシリンダヘツド３側を形成する第２部
材２との二層の複合焼結バルブシートとし、これ
によつて経済性、被削性、熱伝導性などの複合化
による効果を向上させている。近年この複合焼結
バルブシートのシリンダヘツド側の第２部材の密
度を鍛造手段によつて向上させ、バルブシート自
体の強度を向上させる試みが行なわれている。 又特に排気側のバルブシートは排気ガスによつ
て著しく高温となり易く高温腐食摩耗が進行し易
いため熱伝導率を向上し、バルブシートの蓄熱を
できるだけ下げる必要があるため焼結合金に銅合
金を溶浸させて使用に供せられるものがある。 バルブシートとしての前記した強度、剛性、耐
摩耗性、耐摩耗性と係る熱伝導率、さらに複合バ
ルブシートとする条件を満たすことが本発明の目
的であり、本発明の複合焼結バルブシートは下記
５つの構成よりなる。 (1) バルブ当り面側の第１部材を形成する第１焼
結合金が、250メツシユ以下の硬質粒子を容積
％にて８〜14％含み、重量％にてC0.5〜1.7％、
Ni0.5〜2.5％、Cr3.0〜8.0％、Mo0.1〜0.9％、
W1.0〜3.8％、Co4.5〜8.5％残部実質的にFeよ
りなる鉄系焼結合金である。 (2) 第１焼結合金がアトマイズ鉄粉により形成さ
れる空孔量が容積％にて６〜13％で、且つ独立
空孔量が容積％にて0.4〜1.2％である鉄系焼結
合金である。 (3) シリンダヘツド側の第２部材を形成する第２
焼結合金が重量％にてC0.5〜1.4％、P0.1〜0.4
％残部実質的にFeよりなる鉄系焼結合金であ
る。 (4) 第２焼結合金がアトマイズ粉末によつて形成
される、空孔量が容積％にて６〜12％で、且つ
独立空孔量が容積％にて0.5〜2.5％である鉄系
焼結合金である。 (5) 第１焼結合金及び第２焼結合金の双方には銅
合金が溶浸される。 かかる本発明の複合焼結バルブシートの最も特
徴とされるところは焼結合金において不可避的に
存在する独立空孔と連続空孔のバランスを改善
し、かつ溶浸処理効果と併せた相乗効果により、
複合焼結合金バルブシートとしての効果を最大に
生かしたものである。即ち焼結合金バルブシート
のベース鉄粉としては、通常は還元鉄粉とアトマ
イズ粉末の二種が主として用いられ相対的に高密
度の焼結合金を得るには粒径が微細でかつ球状に
近似したアトマイズ粉末が用いられる。ところが
前記した如く耐摩耗性に必要な合金粒子を多く必
要とするバルブシート用焼結合金にあつてはこれ
ら合金粒子はその単独粉末で配合され、さらに極
めて微細な炭素粉末やコバルト粉末を配合される
こともあり使用粉末による差異によつて焼結合金
の密度及びその空孔分布がそれぞれ異なるもので
あり、連続空孔量と独立空孔量にも差異が生じ
る。 さらに銅合金を溶浸させた焼結合金ではこの連
続空孔中に銅合金が溶浸されることによつて焼結
合金の強度の向上と熱伝導率の向上が達成される
一方で、高温条件のバルブシートでは銅合金と焼
結合金の熱膨張率の差異によつて内部応力が生
じ、加熱冷却が繰り返される中で焼結合金の強度
低下が進行するものである。 逆に独立空孔量が多大であると銅合金の溶浸が
この独立空孔に達しないため焼結合金の強度及び
熱伝導率が低下する。 又複合焼結バルブシートにあつては第１焼結合
金と第２焼結合金との強度、熱膨張率ができるだ
け近似しバルブシートとしての均質性が要求され
るものであるが、そのためには使用される原料粉
末及び製造条件が適切でなければならない。 本発明にあつてはこれらの複合バルブシートの
条件を満たすために、まず耐摩耗性の要求される
第１焼結合金が250メツシユ以下の硬質粒子を容
積％で８〜14％含み、基地がアトマイズ鉄粉によ
り形成される空孔量が６〜13容積％であり、さら
に好ましくは独立空孔量が0.4〜1.2％容積％存在
する鉄系焼結合金であることが必要とされる。 かかる第１焼結合金は後述する第２焼結合金と
密接な関係を持つているが、まずその最も特徴と
されるところは空孔量が６〜13容積％にされるこ
とである。理由として空孔量が13容積％超である
と焼結合金自体の強度が低く、かつ銅合金溶浸さ
れて用いられる際の高温強度の低下が避けられな
いため13容積％以下であることが必要であり、６
容量％未満では逆に溶浸される銅合金量が過少と
なつて熱伝導率が低下し第１焼結合金の高温耐摩
耗性が低下するものであり、空孔量は６〜13容積
％が必要である。 これに対して銅合金が溶浸されない独立空孔は
0.4〜1.2容積％であることが望まれる。理由は独
立空孔には銅溶浸されないことによつて銅溶浸に
よる熱伝導率、強度の向上を阻害されるもので
1.2％以下であることが必要であるが、逆に独立
空孔を全体空孔量に対して過少にしようとするに
は焼結空孔量自体を多くすることが避けられず、
又銅合金溶浸層と焼結合金との熱膨張率差の調整
機能を有する独立空孔の効果が失なわれ焼結合金
の高温強度が低下するから、独立空孔量は0.4％
以上存在することが好ましい。 このような焼結空孔を有する焼結合金を得るに
は、焼結合金が250メツシユ以下の硬質粒子を体
積％にて８〜14％有し、かつ基地を形成する鉄系
合金の粉末がアトマイズ粉末であることが必要で
ある。 前記した如くアトマイズ粉末は微細かつ球状に
近似するため圧縮成形性に優れ高密度でありかつ
連続空孔量比を調整する為に必要なものであり、
耐摩耗性に寄与する硬質粒子を250メツシユ以下
の微粉末として用い、かつその体積％を８〜14容
積％として鉄系合金アトマイズ粉末に配合するこ
とによつて前記した独立空孔と全体空孔のバラン
スが達成される。 即ち硬質粒子は第１焼結合金のバルブ当り面に
あつて直接的にバルブとの摺動面を形成するため
に所要の容積％が存在する必要があり、耐摩耗性
が充分であるためには８容積％以上を必要とされ
る。しかし、かかる硬質粒子量が過多であると焼
結合金の強度が低下する上に、さらにアトマイズ
粉末と硬質粒子の配合で硬質粒子量が過多である
と焼結空孔量が過多となるものであり、これらの
条件によつて硬質粒子量は８〜14容積％であるこ
とが必要である。 さらにこの硬質粒子の粒径は250メツシユ以下
の微細粉であることが必要であり、250メツシユ
以上の相対的に大きな粒子を用いた場合には前記
した如き全体空孔量比の増大化が進み、かつ配合
された粉末の流動性が低下することで圧粉成形性
が低下し焼結合金密度が低下する。 かかる第１焼結合金がその成分として下記の焼
結合金であることが好ましい。 （成分重量％） C0.5〜1.7、Ni0.5〜2.5、Cr3.0
〜8.0、Mo0.1〜0.9、W1.0〜3.8、Co4.5〜8.5、
残部実質的にFeよりなり、焼結空孔にCu9.5〜
14％を含む。 この第１焼結合金は例えば特公昭51−13093号
のバルブシート合金に比較し硬質粒子を形成する
Cr、Co、Ｗ量が押さえられ、さらに硬質粒子が
より微細にされたことによつて表面の強度と耐摩
耗性が向上されることに特徴を有する。 各添加元素について説明するとＣは基地調整に
不可欠であつて1.7％超ではセメンタイト量が過
大となつて被削性、強度が低下し、0.5％未満で
あると基地のフエライト量が過大となり基地硬度
の低下による耐摩耗性劣化を起るため0.5〜1.7
％、より好ましくは1.0〜1.5％の範囲で選ばれ
る。Niについては基地に固溶し耐熱性の向上に
寄与するが、0.5％未満では耐熱性の効果が得ら
れず、2.5％超では、焼入れ性が劣化することに
よる硬質の均一性を失い耐摩耗性の劣化が生じる
ため0.5〜2.5％さらに好ましくは0.8〜2.3％の範
囲で選択される。Cr、Ｗ、CoについてはＣ−Cr
−Ｗ−Co−Feによる硬質粒子として添加され耐
摩耗性に寄与する他、基地中に固溶し耐熱性と強
度の向上に寄与するものであるが、これらCr、
Ｗ、Coの限定値については前記した硬質粒子量
の限定範囲及び後記するＣ−Cr−Ｗ−Co−Fe粒
子成分によつて決定される他、Crについては3.0
％未満であると耐熱性の効果が失なわれ、Ｗにつ
いては1.0％未満では高温強度の低下が生じCoに
ついては4.5％未満であると高温強度及びＣ−Cr
−Ｗ−Co−Feの硬質粒子と基地との結合強度が
低下するもので、Cr3.0〜8.0％、W1.0〜3.8％、
Co4.5〜8.5％、より好ましくはCr3.5〜7.5％、
W1.3〜3.3％、Co5.0〜8.0％で選択され硬質粒子
量を調整される。 さらにMoはFe−Moとして添加されることに
より耐摩耗性に寄与する硬質粒子を形成するもの
であるが、0.9％超では耐摩耗性効果に対して経
済性及び粉末圧粉成形性が劣化し、又0.1％未満
であると硬質粒子量が過少となる他高温強度も低
下するため0.1〜0.9％、より好ましくは0.3〜0.7
の範囲で選択される。かかる成分の第１焼結合金
は、より具体的にはFe粉、Ｃ粉、Co粉、Ni粉、
Fe−Mo粉、Ｃ−Cr−Co−Ｗ−Fe合金粉末を混
合して焼結することによつて達成されるものであ
るが、ここで硬質粒子を形成するＣ−Cr−Co−
Ｗ−Fe粉末については好ましくはC2.0〜3.0％、
Co7.0〜1.5％、W15〜25％、Cr55〜70％、Fe1.0
〜8.0％の範囲で選択される合金粉末であること
が好ましい。かかる合金粉末は通常ステライトと
称される合金に対してCr量が多大であり、Co量
が低減されることによつて合金粒子自体の硬度を
高くしうるものであり、Coが硬質粒子周囲に存
在するため硬質粒子と基地との結合強度を高くさ
れるものである。 以下本発明の第１焼結合金につき説明したが、
本発明にあつては以上記した第１焼結合金と複合
されるに最適な第２焼結合金との複合焼結バルブ
シートとすることにより著しく優れた効果を発揮
するものである。 第２焼結合金は、重量％にてC0.5〜1.4％、
P0.1〜0.4％、残実質的にFeよりなる成分であり、
アトマイズ粉によつて形成される空孔量が６〜12
容積％であり、さらに望ましくは空孔のうちの独
立空孔量が0.5〜2.5容積％である鉄系焼結合金で
あることが必要である。 まず焼結空孔量については焼結合金の強度に及
ぼす影響の他溶浸による効果についても前記した
如くであるが、第２焼結合金には第１焼結合金に
比較し、耐摩耗性を必要とされないために低合金
の焼結合金を用いられることが複合化に際しての
経済的効果及び被削性、生産性の効果を高める上
で絶対的な条件である。さらにかかる第２焼結合
金と第１焼結合金を複合化する場合には、粉末圧
粉体の状態で予め二層に形成され、同一条件の温
度、雰囲気、時間にて焼結されるものであつて第
２焼結合金と第１焼結合金にはほぼ近似した焼結
収縮が要求され、実用に際してはバルブシート全
体としての内部歪を防ぐべくほぼ近似した熱膨張
率が必要とされるものであり、さらには第１焼結
合金にて不足され易い熱伝導率を相対的に向上す
ることが必要となる。 かかる条件に対して本発明にあつては第１焼結
合金の全体空孔量を６〜12％とされる。空孔量が
12容積％を超えた場合には焼結合金自身の強度が
低下するのみならず、特に低合金である第２焼結
合金にあつては溶浸される銅合金との熱膨張率差
が焼結合金に及ぼす高温強度低下を受け易いため
に全体空孔量は12容積％以下であり、さらに好ま
しくは第１焼結合金に対して0.5〜３％の範囲で
低くされることが好ましい。逆に焼結空孔量が６
容積％未満の場合に溶浸される空孔量が過少とな
り、熱伝導率の向上効果が得られないものであつ
て、焼結空孔は６〜12容積％の範囲で選択される
必要がある。又上記した如く第１焼結合金空孔量
より３容積％超第２焼結合金空孔量が低くなると
銅溶浸されたことによる熱膨張率差が双方の焼結
合金間で過大となり好ましくない。逆に第１焼結
合金に比し0.5％未満で、第２焼結合金空孔量が
低い場合に第２焼結合金自体が材料として第１焼
結合金より強度的に劣るため、同一の焼結空孔量
か、又は第２焼結合金空孔量が相対的に多いと第
２焼結合金の第１焼結合金に対しての強度が劣る
こととなるために第２焼結合金と第１焼結合金間
には0.5〜３容積％の範囲で焼結空孔量差を有し
ていることが好ましい。 さらに第２焼結合金の独立空孔量は全体容積の
2.5％以下であることが必要である。これは第２
焼結合金には後述する如く前記した焼結空孔量の
範囲を達成するために添加するＰの影響によつて
均一に分散して局所的な焼結収縮があり独立空孔
量が増加する傾向にあるのに対して、独立空孔量
が2.5容積％を超えると独立空孔に銅溶浸がされ
ないことによつて、熱伝導率と強度の低下が著じ
るしくなるために2.5％以下とすることが必要で
ある。逆に独立空孔量が0.5％未満としようとす
るためには焼結空孔量自体を大きくせざるを得な
いばかりか、焼結合金自体の強度が相対的に劣る
第２焼結合金の銅溶浸層との熱膨張率の差異に基
く高温強度の劣化に対して調整機能を有する独立
空孔量が過少となり高温強度の低下を生じるため
独立空孔量は好ましくは第２焼結合金容積の0.5
〜2.5容積％の範囲で選択される。 かかる全体空孔と独立空孔を有する焼結合金を
得るためには、第２焼結合金が重量％にてC0.5〜
1.4％、P0.1〜0.4％、残実質的にFeよりなる焼結
合金であり、かつアトマイズ粉末によつて形成さ
れることが必要である。 アトマイズ粉末を用いる理由としては一般的に
知られている如く圧縮成形性に優れ相対的に高密
度の圧粉体が形成されうるため焼結空孔量を低減
されうるためである。 さらに本発明にあつては熱伝導率、強度、剛性
を向上するため銅溶浸が不可欠であり、銅溶浸に
より銅の空孔との溶浸と共に一部基地焼結合金へ
拡散することによつて強度の向上が達成されるこ
とに特徴を有する。 即ち銅は通常焼結膨張を発生させる元素であつ
て第２焼結合金の如く低合金の鉄系焼結合金に対
してその影響を強く有するものであるが、本発明
にあつてはかかる銅溶浸に対してＰを0.1〜0.4％
含む鉄系合金粉末を用いることによつて対処する
ものである。Ｐは焼結収縮に効果を有し、銅の焼
結膨張効果に対して相殺するものであり、さらに
焼結合金自体の空孔量低減に効果があるものであ
り、P0.1％未満ではその効果がなく、逆にP0.4％
を超えた場合にFe−Ｐ−Ｃのステダイト晶出に
よる被削性及び強靭低下があり、焼結収縮が進行
しすぎることで独立空孔量が過多となつて溶浸量
が低下し、Ｐは0.1〜0.4重量％より好ましくは0.1
〜0.3％の範囲で選択される必要がある。又Ｃは
第２焼結合金の基地調整のため不可欠であり、
0.5％未満ではフエライト量が多く低硬度となり
強度が低下するもので、1.4％超ではセメンタイ
ト量が過多となり基地が脆化するばかりでなく被
削性も劣化するためC0.5〜1.4％の範囲好ましく
は、0.9〜1.4％で選択される必要がある。 以下本発明の複合焼結バルブシートの実施例に
つき説明する。 まず本発明の第２焼結合金の原料粉末として
P0.3％含むアトマイズ鉄粉77％と−325メツシユ
Ｃ粉末１％と残アトマイズ鉄粉を配合混合し、こ
れを粉末成形金型に充填後、下記第１焼結合金の
原料粉末を配合混合し第１焼結合金粉上に充填す
る。 Ｃ粉末（−325メツシユ） 1.2％ Co粉末（5μ以下） 6.0％ Ni粉末（−325メツシユ） 2.0％ Fe−Mo粉末（−250メツシユ） 1.0％ C2.5−Co10−W19−Cr6.35−Fe5合金粉末（−
250メツシユ） 11.5％ 残アトマイズ鉄粉 上記二層の粉末を成形圧力6t／cm2で圧粉成形し
還元性雰囲気中にて1110℃60min焼結しこれに溶
浸用銅合金を載置し1130℃60min溶浸処理を行つ
た。さらに880℃で30分保持後油冷焼入・焼戻し
下記物性値測定用テストピース及び後記試験用の
テストピース（外径φ31、内径φ25、高さ７mm）
を作成した。 このバルブシートの物性値を測定したところ、 １ 第１焼結合金 （成分重量％）C1.20％、Ni1.73％、Cr7.30％、
Mo0.45％、W2.19％、Co7.15％、Cu12.51％ 残微少不純物を含むFe （硬度）HRC 33.0 （空孔率） 11.8％（溶浸前） （独立空孔率） 0.51％ ２ 第２焼結合金 （成分重量％）C1.1％、P0.20％、Cu11.2％残
微少不純物を含むFe （硬度）HRC 24 （空孔率） 9.9％（溶浸前） （独立空孔率） 1.6％ ３ 複合材料としての物性 （弾性率） 18600Kg／mm2 （熱膨張率）（RT→400℃） 1.305×10-5／℃ （熱伝導率）（400℃）
10.9×10-2Ccl／cm・sec・℃ （引張強さ） 93.4Kg／mm2 ここで前記したと同一条件の粉末及び製造工程
を経て得られる第２焼結合金と第１焼結合金のそ
れぞれ単独での物性値を測定したところ、 ４ 第１焼結合金 （弾性率） 19400Kg／mm2 （熱膨張率）（RT→400℃） 1.244×10-5／℃ （熱伝導率）（400℃）
10.4×10-2Cal／cm・sec・℃ （引張強さ） 96.8Kg／mm2 ５ 第２焼結合金 （弾性率） 18000Kg／mm2 （熱膨張率）（RT→400℃） 1.367×105／℃ （熱伝導率）（400℃）
13.0×10-2Cal／cm・sec・℃ （引張強さ） 91.0Kg／mm2 ここで各測定値中空孔率については溶浸以前の
理論密度と実密度、独立空孔率については溶浸後
密度と空孔量から算出したものである。 このように第１、第２焼結合金はそれぞれ単独
でも、又複合材料としても引張強さが90Kg／mm2以
上の高強度を有し、弾性率も17000Kg／mm2以上の
値を有し、さらに第１焼結合金と第２焼結合金の
熱膨張率の差が10％以下であり、かつ熱伝導率が
10×10-2Cal／cm・sec・℃以上と高いためバルブ
シートとしてシリンダヘツドに組込まれる際の脱
落に対しての強度、剛性、耐摩耗性に著しく優れ
るものである。 このようにして得られた本発明バルブシートの
200倍顕微鏡写真を第２図、第３図に示す。第２
図、第３図ともナイタル延腐食した焼結合金の金
属組織を示すものであり、第２図の写真が第１焼
結合金を示し、第３図が第２焼結合金を示す。第
２図、第３図において示されるＡが連続空孔であ
つて銅溶浸されており、Ｂが独立空孔であり溶浸
されていない。Ｃは硬質粒子を示すものである。 第４図、第５図は後述する如き比較、複合焼結
合金バルブシート２で本発明と同じく銅合金溶浸
されたもののナイタル液腐食された200倍顕微鏡
写真にて金属組織を示すものであり第４図がバル
ブ当り面側の第１部材、第５図がシリンダヘツド
側の第２部材に用いられる焼結合金である。 第２図第３図の本発明バルブシートと第４図第
５図の従来バルブシートの金属組織を比較すれば
明らかに本発明における硬質粒子Ｃの大きさが小
さく。かつＡで示す連続空孔も微細かつ面積量も
少ないものであり、さらには本発明バルブシート
の組織が著しく緻密化されていることが明らかで
ある。 かかる本発明バルブシートを従来の複合焼結バ
ルブシートと比較実験し、その効果を説明する。 （比較複合焼結バルブシート１） （第１焼結合金） Ｃ粉末（−325メツシユ．0.75％、Ni粉末（−
325メツシユ）1.2％、Fe−Mo粉末（−150メツシ
ユ）をMo量で0.35％、C1.4−Cr55−W26−
Co17.6％の合金粉末（−150メツシユ）18％、Co
粉末（5μ以下）5.5％、残還元鉄粉（−100メツシ
ユ）の混合粉末。 （第２焼結合金） Ｃ粉末（−325メツシユ）1.12％、Fe−Mo粉末
（−150メツシメ）をMo量で0.57％、Cu粉末（−
120メツシユ）4.04％、残還元鉄粉（−100メツシ
ユ）の混合粉末。 かかる粉末を前記した本発明のバルブシートと
同一条件で成形プレスし焼結することによつて比
較複合焼結バルブシート１を形成し、又焼結後、
銅溶浸し熱処理することにより比較複合焼結バル
ブシート２を作成した。 上記した比較複合焼結バルブシート１，２につ
き本発明バルブシートと同様に物性値を測定した
結果を次に示す。
のであり、特に異なる２種の焼結合金の複合より
なるバルブシートに関するものである。 内燃機関用のバルブシートとしては、無鉛ガソ
リンが使用されるのに伴つてより耐摩耗性に優れ
ることの要望から焼結合金製バルブシートが広く
使用されるようになつたものであるが、焼結合金
製バルブシートの耐摩耗性に寄与する焼結空孔の
存在はそのままバルブシートの強度の問題とされ
る。 従来のバルブシートはアルミニウム合金製シリ
ンダヘツドに組付けられる場合、焼きばめ冷しば
め、又は圧入されてもバルブシート肉厚が適当で
あればシリンダヘツドからの脱落が心配されるこ
とはなかつたが、エンジン出力向上のためにシリ
ンダヘツドのバルブ開口面積が大きくとられ、そ
の方法としてバルブシート肉厚を薄くする必要が
生じているが、その場合にバルブシートの脱落や
変形等の問題が生じる。又主としてデイーゼル機
関の如く鋳鉄製シリンダヘツドを使用する機関で
はバルブシートと鋳鉄製シリンダヘツドとの熱膨
張率の差異によつてバルブシートの脱落が問題と
される場合がある。これら薄肉化されたバルブシ
ートや鋳鉄製シリンダヘツドに組込まれるバルブ
シートにはバルブシート自体の強度・剛性が、特
に高温条件が要求される。 一方焼結合金製バルブシートでは耐熱性、耐摩
耗性を満たすため高価な元素を多量に含むため第
１図に示す如くバルブ４との当り面を形成する第
１部材１とシリンダヘツド３側を形成する第２部
材２との二層の複合焼結バルブシートとし、これ
によつて経済性、被削性、熱伝導性などの複合化
による効果を向上させている。近年この複合焼結
バルブシートのシリンダヘツド側の第２部材の密
度を鍛造手段によつて向上させ、バルブシート自
体の強度を向上させる試みが行なわれている。 又特に排気側のバルブシートは排気ガスによつ
て著しく高温となり易く高温腐食摩耗が進行し易
いため熱伝導率を向上し、バルブシートの蓄熱を
できるだけ下げる必要があるため焼結合金に銅合
金を溶浸させて使用に供せられるものがある。 バルブシートとしての前記した強度、剛性、耐
摩耗性、耐摩耗性と係る熱伝導率、さらに複合バ
ルブシートとする条件を満たすことが本発明の目
的であり、本発明の複合焼結バルブシートは下記
５つの構成よりなる。 (1) バルブ当り面側の第１部材を形成する第１焼
結合金が、250メツシユ以下の硬質粒子を容積
％にて８〜14％含み、重量％にてC0.5〜1.7％、
Ni0.5〜2.5％、Cr3.0〜8.0％、Mo0.1〜0.9％、
W1.0〜3.8％、Co4.5〜8.5％残部実質的にFeよ
りなる鉄系焼結合金である。 (2) 第１焼結合金がアトマイズ鉄粉により形成さ
れる空孔量が容積％にて６〜13％で、且つ独立
空孔量が容積％にて0.4〜1.2％である鉄系焼結
合金である。 (3) シリンダヘツド側の第２部材を形成する第２
焼結合金が重量％にてC0.5〜1.4％、P0.1〜0.4
％残部実質的にFeよりなる鉄系焼結合金であ
る。 (4) 第２焼結合金がアトマイズ粉末によつて形成
される、空孔量が容積％にて６〜12％で、且つ
独立空孔量が容積％にて0.5〜2.5％である鉄系
焼結合金である。 (5) 第１焼結合金及び第２焼結合金の双方には銅
合金が溶浸される。 かかる本発明の複合焼結バルブシートの最も特
徴とされるところは焼結合金において不可避的に
存在する独立空孔と連続空孔のバランスを改善
し、かつ溶浸処理効果と併せた相乗効果により、
複合焼結合金バルブシートとしての効果を最大に
生かしたものである。即ち焼結合金バルブシート
のベース鉄粉としては、通常は還元鉄粉とアトマ
イズ粉末の二種が主として用いられ相対的に高密
度の焼結合金を得るには粒径が微細でかつ球状に
近似したアトマイズ粉末が用いられる。ところが
前記した如く耐摩耗性に必要な合金粒子を多く必
要とするバルブシート用焼結合金にあつてはこれ
ら合金粒子はその単独粉末で配合され、さらに極
めて微細な炭素粉末やコバルト粉末を配合される
こともあり使用粉末による差異によつて焼結合金
の密度及びその空孔分布がそれぞれ異なるもので
あり、連続空孔量と独立空孔量にも差異が生じ
る。 さらに銅合金を溶浸させた焼結合金ではこの連
続空孔中に銅合金が溶浸されることによつて焼結
合金の強度の向上と熱伝導率の向上が達成される
一方で、高温条件のバルブシートでは銅合金と焼
結合金の熱膨張率の差異によつて内部応力が生
じ、加熱冷却が繰り返される中で焼結合金の強度
低下が進行するものである。 逆に独立空孔量が多大であると銅合金の溶浸が
この独立空孔に達しないため焼結合金の強度及び
熱伝導率が低下する。 又複合焼結バルブシートにあつては第１焼結合
金と第２焼結合金との強度、熱膨張率ができるだ
け近似しバルブシートとしての均質性が要求され
るものであるが、そのためには使用される原料粉
末及び製造条件が適切でなければならない。 本発明にあつてはこれらの複合バルブシートの
条件を満たすために、まず耐摩耗性の要求される
第１焼結合金が250メツシユ以下の硬質粒子を容
積％で８〜14％含み、基地がアトマイズ鉄粉によ
り形成される空孔量が６〜13容積％であり、さら
に好ましくは独立空孔量が0.4〜1.2％容積％存在
する鉄系焼結合金であることが必要とされる。 かかる第１焼結合金は後述する第２焼結合金と
密接な関係を持つているが、まずその最も特徴と
されるところは空孔量が６〜13容積％にされるこ
とである。理由として空孔量が13容積％超である
と焼結合金自体の強度が低く、かつ銅合金溶浸さ
れて用いられる際の高温強度の低下が避けられな
いため13容積％以下であることが必要であり、６
容量％未満では逆に溶浸される銅合金量が過少と
なつて熱伝導率が低下し第１焼結合金の高温耐摩
耗性が低下するものであり、空孔量は６〜13容積
％が必要である。 これに対して銅合金が溶浸されない独立空孔は
0.4〜1.2容積％であることが望まれる。理由は独
立空孔には銅溶浸されないことによつて銅溶浸に
よる熱伝導率、強度の向上を阻害されるもので
1.2％以下であることが必要であるが、逆に独立
空孔を全体空孔量に対して過少にしようとするに
は焼結空孔量自体を多くすることが避けられず、
又銅合金溶浸層と焼結合金との熱膨張率差の調整
機能を有する独立空孔の効果が失なわれ焼結合金
の高温強度が低下するから、独立空孔量は0.4％
以上存在することが好ましい。 このような焼結空孔を有する焼結合金を得るに
は、焼結合金が250メツシユ以下の硬質粒子を体
積％にて８〜14％有し、かつ基地を形成する鉄系
合金の粉末がアトマイズ粉末であることが必要で
ある。 前記した如くアトマイズ粉末は微細かつ球状に
近似するため圧縮成形性に優れ高密度でありかつ
連続空孔量比を調整する為に必要なものであり、
耐摩耗性に寄与する硬質粒子を250メツシユ以下
の微粉末として用い、かつその体積％を８〜14容
積％として鉄系合金アトマイズ粉末に配合するこ
とによつて前記した独立空孔と全体空孔のバラン
スが達成される。 即ち硬質粒子は第１焼結合金のバルブ当り面に
あつて直接的にバルブとの摺動面を形成するため
に所要の容積％が存在する必要があり、耐摩耗性
が充分であるためには８容積％以上を必要とされ
る。しかし、かかる硬質粒子量が過多であると焼
結合金の強度が低下する上に、さらにアトマイズ
粉末と硬質粒子の配合で硬質粒子量が過多である
と焼結空孔量が過多となるものであり、これらの
条件によつて硬質粒子量は８〜14容積％であるこ
とが必要である。 さらにこの硬質粒子の粒径は250メツシユ以下
の微細粉であることが必要であり、250メツシユ
以上の相対的に大きな粒子を用いた場合には前記
した如き全体空孔量比の増大化が進み、かつ配合
された粉末の流動性が低下することで圧粉成形性
が低下し焼結合金密度が低下する。 かかる第１焼結合金がその成分として下記の焼
結合金であることが好ましい。 （成分重量％） C0.5〜1.7、Ni0.5〜2.5、Cr3.0
〜8.0、Mo0.1〜0.9、W1.0〜3.8、Co4.5〜8.5、
残部実質的にFeよりなり、焼結空孔にCu9.5〜
14％を含む。 この第１焼結合金は例えば特公昭51−13093号
のバルブシート合金に比較し硬質粒子を形成する
Cr、Co、Ｗ量が押さえられ、さらに硬質粒子が
より微細にされたことによつて表面の強度と耐摩
耗性が向上されることに特徴を有する。 各添加元素について説明するとＣは基地調整に
不可欠であつて1.7％超ではセメンタイト量が過
大となつて被削性、強度が低下し、0.5％未満で
あると基地のフエライト量が過大となり基地硬度
の低下による耐摩耗性劣化を起るため0.5〜1.7
％、より好ましくは1.0〜1.5％の範囲で選ばれ
る。Niについては基地に固溶し耐熱性の向上に
寄与するが、0.5％未満では耐熱性の効果が得ら
れず、2.5％超では、焼入れ性が劣化することに
よる硬質の均一性を失い耐摩耗性の劣化が生じる
ため0.5〜2.5％さらに好ましくは0.8〜2.3％の範
囲で選択される。Cr、Ｗ、CoについてはＣ−Cr
−Ｗ−Co−Feによる硬質粒子として添加され耐
摩耗性に寄与する他、基地中に固溶し耐熱性と強
度の向上に寄与するものであるが、これらCr、
Ｗ、Coの限定値については前記した硬質粒子量
の限定範囲及び後記するＣ−Cr−Ｗ−Co−Fe粒
子成分によつて決定される他、Crについては3.0
％未満であると耐熱性の効果が失なわれ、Ｗにつ
いては1.0％未満では高温強度の低下が生じCoに
ついては4.5％未満であると高温強度及びＣ−Cr
−Ｗ−Co−Feの硬質粒子と基地との結合強度が
低下するもので、Cr3.0〜8.0％、W1.0〜3.8％、
Co4.5〜8.5％、より好ましくはCr3.5〜7.5％、
W1.3〜3.3％、Co5.0〜8.0％で選択され硬質粒子
量を調整される。 さらにMoはFe−Moとして添加されることに
より耐摩耗性に寄与する硬質粒子を形成するもの
であるが、0.9％超では耐摩耗性効果に対して経
済性及び粉末圧粉成形性が劣化し、又0.1％未満
であると硬質粒子量が過少となる他高温強度も低
下するため0.1〜0.9％、より好ましくは0.3〜0.7
の範囲で選択される。かかる成分の第１焼結合金
は、より具体的にはFe粉、Ｃ粉、Co粉、Ni粉、
Fe−Mo粉、Ｃ−Cr−Co−Ｗ−Fe合金粉末を混
合して焼結することによつて達成されるものであ
るが、ここで硬質粒子を形成するＣ−Cr−Co−
Ｗ−Fe粉末については好ましくはC2.0〜3.0％、
Co7.0〜1.5％、W15〜25％、Cr55〜70％、Fe1.0
〜8.0％の範囲で選択される合金粉末であること
が好ましい。かかる合金粉末は通常ステライトと
称される合金に対してCr量が多大であり、Co量
が低減されることによつて合金粒子自体の硬度を
高くしうるものであり、Coが硬質粒子周囲に存
在するため硬質粒子と基地との結合強度を高くさ
れるものである。 以下本発明の第１焼結合金につき説明したが、
本発明にあつては以上記した第１焼結合金と複合
されるに最適な第２焼結合金との複合焼結バルブ
シートとすることにより著しく優れた効果を発揮
するものである。 第２焼結合金は、重量％にてC0.5〜1.4％、
P0.1〜0.4％、残実質的にFeよりなる成分であり、
アトマイズ粉によつて形成される空孔量が６〜12
容積％であり、さらに望ましくは空孔のうちの独
立空孔量が0.5〜2.5容積％である鉄系焼結合金で
あることが必要である。 まず焼結空孔量については焼結合金の強度に及
ぼす影響の他溶浸による効果についても前記した
如くであるが、第２焼結合金には第１焼結合金に
比較し、耐摩耗性を必要とされないために低合金
の焼結合金を用いられることが複合化に際しての
経済的効果及び被削性、生産性の効果を高める上
で絶対的な条件である。さらにかかる第２焼結合
金と第１焼結合金を複合化する場合には、粉末圧
粉体の状態で予め二層に形成され、同一条件の温
度、雰囲気、時間にて焼結されるものであつて第
２焼結合金と第１焼結合金にはほぼ近似した焼結
収縮が要求され、実用に際してはバルブシート全
体としての内部歪を防ぐべくほぼ近似した熱膨張
率が必要とされるものであり、さらには第１焼結
合金にて不足され易い熱伝導率を相対的に向上す
ることが必要となる。 かかる条件に対して本発明にあつては第１焼結
合金の全体空孔量を６〜12％とされる。空孔量が
12容積％を超えた場合には焼結合金自身の強度が
低下するのみならず、特に低合金である第２焼結
合金にあつては溶浸される銅合金との熱膨張率差
が焼結合金に及ぼす高温強度低下を受け易いため
に全体空孔量は12容積％以下であり、さらに好ま
しくは第１焼結合金に対して0.5〜３％の範囲で
低くされることが好ましい。逆に焼結空孔量が６
容積％未満の場合に溶浸される空孔量が過少とな
り、熱伝導率の向上効果が得られないものであつ
て、焼結空孔は６〜12容積％の範囲で選択される
必要がある。又上記した如く第１焼結合金空孔量
より３容積％超第２焼結合金空孔量が低くなると
銅溶浸されたことによる熱膨張率差が双方の焼結
合金間で過大となり好ましくない。逆に第１焼結
合金に比し0.5％未満で、第２焼結合金空孔量が
低い場合に第２焼結合金自体が材料として第１焼
結合金より強度的に劣るため、同一の焼結空孔量
か、又は第２焼結合金空孔量が相対的に多いと第
２焼結合金の第１焼結合金に対しての強度が劣る
こととなるために第２焼結合金と第１焼結合金間
には0.5〜３容積％の範囲で焼結空孔量差を有し
ていることが好ましい。 さらに第２焼結合金の独立空孔量は全体容積の
2.5％以下であることが必要である。これは第２
焼結合金には後述する如く前記した焼結空孔量の
範囲を達成するために添加するＰの影響によつて
均一に分散して局所的な焼結収縮があり独立空孔
量が増加する傾向にあるのに対して、独立空孔量
が2.5容積％を超えると独立空孔に銅溶浸がされ
ないことによつて、熱伝導率と強度の低下が著じ
るしくなるために2.5％以下とすることが必要で
ある。逆に独立空孔量が0.5％未満としようとす
るためには焼結空孔量自体を大きくせざるを得な
いばかりか、焼結合金自体の強度が相対的に劣る
第２焼結合金の銅溶浸層との熱膨張率の差異に基
く高温強度の劣化に対して調整機能を有する独立
空孔量が過少となり高温強度の低下を生じるため
独立空孔量は好ましくは第２焼結合金容積の0.5
〜2.5容積％の範囲で選択される。 かかる全体空孔と独立空孔を有する焼結合金を
得るためには、第２焼結合金が重量％にてC0.5〜
1.4％、P0.1〜0.4％、残実質的にFeよりなる焼結
合金であり、かつアトマイズ粉末によつて形成さ
れることが必要である。 アトマイズ粉末を用いる理由としては一般的に
知られている如く圧縮成形性に優れ相対的に高密
度の圧粉体が形成されうるため焼結空孔量を低減
されうるためである。 さらに本発明にあつては熱伝導率、強度、剛性
を向上するため銅溶浸が不可欠であり、銅溶浸に
より銅の空孔との溶浸と共に一部基地焼結合金へ
拡散することによつて強度の向上が達成されるこ
とに特徴を有する。 即ち銅は通常焼結膨張を発生させる元素であつ
て第２焼結合金の如く低合金の鉄系焼結合金に対
してその影響を強く有するものであるが、本発明
にあつてはかかる銅溶浸に対してＰを0.1〜0.4％
含む鉄系合金粉末を用いることによつて対処する
ものである。Ｐは焼結収縮に効果を有し、銅の焼
結膨張効果に対して相殺するものであり、さらに
焼結合金自体の空孔量低減に効果があるものであ
り、P0.1％未満ではその効果がなく、逆にP0.4％
を超えた場合にFe−Ｐ−Ｃのステダイト晶出に
よる被削性及び強靭低下があり、焼結収縮が進行
しすぎることで独立空孔量が過多となつて溶浸量
が低下し、Ｐは0.1〜0.4重量％より好ましくは0.1
〜0.3％の範囲で選択される必要がある。又Ｃは
第２焼結合金の基地調整のため不可欠であり、
0.5％未満ではフエライト量が多く低硬度となり
強度が低下するもので、1.4％超ではセメンタイ
ト量が過多となり基地が脆化するばかりでなく被
削性も劣化するためC0.5〜1.4％の範囲好ましく
は、0.9〜1.4％で選択される必要がある。 以下本発明の複合焼結バルブシートの実施例に
つき説明する。 まず本発明の第２焼結合金の原料粉末として
P0.3％含むアトマイズ鉄粉77％と−325メツシユ
Ｃ粉末１％と残アトマイズ鉄粉を配合混合し、こ
れを粉末成形金型に充填後、下記第１焼結合金の
原料粉末を配合混合し第１焼結合金粉上に充填す
る。 Ｃ粉末（−325メツシユ） 1.2％ Co粉末（5μ以下） 6.0％ Ni粉末（−325メツシユ） 2.0％ Fe−Mo粉末（−250メツシユ） 1.0％ C2.5−Co10−W19−Cr6.35−Fe5合金粉末（−
250メツシユ） 11.5％ 残アトマイズ鉄粉 上記二層の粉末を成形圧力6t／cm2で圧粉成形し
還元性雰囲気中にて1110℃60min焼結しこれに溶
浸用銅合金を載置し1130℃60min溶浸処理を行つ
た。さらに880℃で30分保持後油冷焼入・焼戻し
下記物性値測定用テストピース及び後記試験用の
テストピース（外径φ31、内径φ25、高さ７mm）
を作成した。 このバルブシートの物性値を測定したところ、 １ 第１焼結合金 （成分重量％）C1.20％、Ni1.73％、Cr7.30％、
Mo0.45％、W2.19％、Co7.15％、Cu12.51％ 残微少不純物を含むFe （硬度）HRC 33.0 （空孔率） 11.8％（溶浸前） （独立空孔率） 0.51％ ２ 第２焼結合金 （成分重量％）C1.1％、P0.20％、Cu11.2％残
微少不純物を含むFe （硬度）HRC 24 （空孔率） 9.9％（溶浸前） （独立空孔率） 1.6％ ３ 複合材料としての物性 （弾性率） 18600Kg／mm2 （熱膨張率）（RT→400℃） 1.305×10-5／℃ （熱伝導率）（400℃）
10.9×10-2Ccl／cm・sec・℃ （引張強さ） 93.4Kg／mm2 ここで前記したと同一条件の粉末及び製造工程
を経て得られる第２焼結合金と第１焼結合金のそ
れぞれ単独での物性値を測定したところ、 ４ 第１焼結合金 （弾性率） 19400Kg／mm2 （熱膨張率）（RT→400℃） 1.244×10-5／℃ （熱伝導率）（400℃）
10.4×10-2Cal／cm・sec・℃ （引張強さ） 96.8Kg／mm2 ５ 第２焼結合金 （弾性率） 18000Kg／mm2 （熱膨張率）（RT→400℃） 1.367×105／℃ （熱伝導率）（400℃）
13.0×10-2Cal／cm・sec・℃ （引張強さ） 91.0Kg／mm2 ここで各測定値中空孔率については溶浸以前の
理論密度と実密度、独立空孔率については溶浸後
密度と空孔量から算出したものである。 このように第１、第２焼結合金はそれぞれ単独
でも、又複合材料としても引張強さが90Kg／mm2以
上の高強度を有し、弾性率も17000Kg／mm2以上の
値を有し、さらに第１焼結合金と第２焼結合金の
熱膨張率の差が10％以下であり、かつ熱伝導率が
10×10-2Cal／cm・sec・℃以上と高いためバルブ
シートとしてシリンダヘツドに組込まれる際の脱
落に対しての強度、剛性、耐摩耗性に著しく優れ
るものである。 このようにして得られた本発明バルブシートの
200倍顕微鏡写真を第２図、第３図に示す。第２
図、第３図ともナイタル延腐食した焼結合金の金
属組織を示すものであり、第２図の写真が第１焼
結合金を示し、第３図が第２焼結合金を示す。第
２図、第３図において示されるＡが連続空孔であ
つて銅溶浸されており、Ｂが独立空孔であり溶浸
されていない。Ｃは硬質粒子を示すものである。 第４図、第５図は後述する如き比較、複合焼結
合金バルブシート２で本発明と同じく銅合金溶浸
されたもののナイタル液腐食された200倍顕微鏡
写真にて金属組織を示すものであり第４図がバル
ブ当り面側の第１部材、第５図がシリンダヘツド
側の第２部材に用いられる焼結合金である。 第２図第３図の本発明バルブシートと第４図第
５図の従来バルブシートの金属組織を比較すれば
明らかに本発明における硬質粒子Ｃの大きさが小
さく。かつＡで示す連続空孔も微細かつ面積量も
少ないものであり、さらには本発明バルブシート
の組織が著しく緻密化されていることが明らかで
ある。 かかる本発明バルブシートを従来の複合焼結バ
ルブシートと比較実験し、その効果を説明する。 （比較複合焼結バルブシート１） （第１焼結合金） Ｃ粉末（−325メツシユ．0.75％、Ni粉末（−
325メツシユ）1.2％、Fe−Mo粉末（−150メツシ
ユ）をMo量で0.35％、C1.4−Cr55−W26−
Co17.6％の合金粉末（−150メツシユ）18％、Co
粉末（5μ以下）5.5％、残還元鉄粉（−100メツシ
ユ）の混合粉末。 （第２焼結合金） Ｃ粉末（−325メツシユ）1.12％、Fe−Mo粉末
（−150メツシメ）をMo量で0.57％、Cu粉末（−
120メツシユ）4.04％、残還元鉄粉（−100メツシ
ユ）の混合粉末。 かかる粉末を前記した本発明のバルブシートと
同一条件で成形プレスし焼結することによつて比
較複合焼結バルブシート１を形成し、又焼結後、
銅溶浸し熱処理することにより比較複合焼結バル
ブシート２を作成した。 上記した比較複合焼結バルブシート１，２につ
き本発明バルブシートと同様に物性値を測定した
結果を次に示す。
【表】
かかる比較バルブシートと本発明バルブシート
につき、以下に示す如く、圧入試験、抜き荷重試
験、摩耗試験、及び実機試験としての脱落試験と
摩耗試験を行つた。 （圧入試験及び抜き試験） （試験方法） 第６図に示す如き外径φ86mm高さ25mmで、バル
ブシート１２嵌合用の径φ31mmとφ27mmの同心穴
を中心に有するアルミニウム合金製シリンダヘツ
ド試料５にしめ代を変化させてバルブシート１２
を圧入し、シリンダヘツド試料５の冷却部５１を
水冷却しながらバーナの火炎をバルブシート１２
中央に位置させて３分間400℃に加熱し、次いで
エアジエツトにより３分間空冷することを200回
繰り返す。この試験で初期のシリンダヘツドへの
バルブシートの圧入荷重としめ代の関係をもつて
バルブシートの剛性を評価する試験とし、加熱冷
却の繰り返し試験後のシリンダヘツド試料からの
バルブシート抜き荷重をもつてバルブシートの脱
落強度を評価する試験とする。 溶浸されていない比較バルブシート１のみは従
来用いられている外径φ31mm、内径φ23mm肉厚４
mmのものを用い、比較バルブシート２及び本発明
バルブシートは外径φ31mm、内径φ25mm肉厚３mm
の薄肉バルブシートを用いた。 （試験結果） 抜き試験結果を第７図に示す。第７図に示す如
く本発明バルブシートは同一肉厚、形状の比較バ
ルブシート２に対しては約1.3倍の抜き荷重を有
し、肉厚の約1.3倍ある比較バルブシート１に対
しても同等の抜き荷重を有し、脱落強度が優れる
ことが確認された。 又第８図にはバルブシート圧入試験結果を示す
が、剛性の評価されるこの試験結果においても同
一肉厚の比較バルブシート２の1.3倍、1.3倍の肉
厚の比較バルブシート１と同様の剛性が示され
た。 このように本発明複合焼結バルブシートは従来
のバルブシートと比較し、強度及び剛性に優れる
ことによつて、シリンダヘツドからの脱落強度が
優れると同時に、熱伝導率の改善と第１焼結合金
の組織の強化と緻密化によつて、その耐摩耗性に
も優れるものであることが次の摩耗試験によつて
示される。 （摩耗試験） （摩耗試験方法） 供試材料は前記した本発明実施例バルブシート
と比較バルブシート１，２を用いる。試験機はプ
ロパンガス炎をバルブシート面に噴出させバルブ
シート面を300〜500℃に加熱させた状態で、バネ
を介してバルブをバルブシートに対し回転させつ
つバルブスプリング荷重35Kgにて3000回／minで
たたき、８×105回後のバルブシートとバルブの
当り面摩耗面積を測定することによつて評価す
る。尚バルブの当り面にはステライトNo.６盛金の
ものを用いた。 （摩耗試験結果） 第９図にバルブシートの摩耗量を示し第１０図
にバルブの摩耗量を示す。第９図、第１０図とも
に温度を変化させての摩耗量を示すものである
が、バルブ、バルブシートの本発明、従来品共に
0.04mm2以下と充分な耐摩耗性が維持されることが
確認された。 さらに本発明のバルブシートと従来の比較バル
ブシート１，２を実機運転した試験結果を以下に
示す。 （実機試験） （試験条件） 1500c.c.、OHC、ガソリン機関 5500rpm全負荷400時間連続運転 比較バルブシート１ 外径φ31mm内径φ23mm 比較バルブシート２及び本発明バルブシート 外径φ31mm、内径φ25mm バルブ：ステライトNo.６盛金バルブ （試験結果） 試験後に比較バルブシート１，２、及び本発明
バルブシートの脱落及び変形は認められなかつ
た。 又各気筒の供試バルブシート及びバルブの摩耗
量の平均を示す第１１図の摩耗試験結果によつて
も本発明バルブシート摩耗量は0.04mm2以下であ
り、かつバルブ摩耗量と合わせても0.05mm2以下と
比較バルブシート１，２に対し同等の摩耗量であ
り充分に実用に供せられうるものである。 かかるバルブシートの強度試験及び摩耗試験及
び実機試験より明らかな如く、本発明複合焼結バ
ルブシートでは、第１焼結合金と第２焼結合金と
の焼結空孔量をそれぞれ低減されたことによる強
度の向上とさらに焼結空孔量間のバランスが適正
であり、から独立空孔量を制御したことによつて
溶浸することの効果を充分に生かし、強度及び高
温強度が向上された結果、シリンダヘツドからの
耐脱落性が向上されたものと評価される。さらに
従来の高合金焼結バルブシートと比較しても劣ら
ない耐摩耗性を有する理由として、第１焼結合金
の空孔量が低く制御されかつ硬質粒子を含め組織
が微細化したことによつて表面強度が向上したの
みならず熱伝導性が著しく向上されたことによる
ものと評価される。
につき、以下に示す如く、圧入試験、抜き荷重試
験、摩耗試験、及び実機試験としての脱落試験と
摩耗試験を行つた。 （圧入試験及び抜き試験） （試験方法） 第６図に示す如き外径φ86mm高さ25mmで、バル
ブシート１２嵌合用の径φ31mmとφ27mmの同心穴
を中心に有するアルミニウム合金製シリンダヘツ
ド試料５にしめ代を変化させてバルブシート１２
を圧入し、シリンダヘツド試料５の冷却部５１を
水冷却しながらバーナの火炎をバルブシート１２
中央に位置させて３分間400℃に加熱し、次いで
エアジエツトにより３分間空冷することを200回
繰り返す。この試験で初期のシリンダヘツドへの
バルブシートの圧入荷重としめ代の関係をもつて
バルブシートの剛性を評価する試験とし、加熱冷
却の繰り返し試験後のシリンダヘツド試料からの
バルブシート抜き荷重をもつてバルブシートの脱
落強度を評価する試験とする。 溶浸されていない比較バルブシート１のみは従
来用いられている外径φ31mm、内径φ23mm肉厚４
mmのものを用い、比較バルブシート２及び本発明
バルブシートは外径φ31mm、内径φ25mm肉厚３mm
の薄肉バルブシートを用いた。 （試験結果） 抜き試験結果を第７図に示す。第７図に示す如
く本発明バルブシートは同一肉厚、形状の比較バ
ルブシート２に対しては約1.3倍の抜き荷重を有
し、肉厚の約1.3倍ある比較バルブシート１に対
しても同等の抜き荷重を有し、脱落強度が優れる
ことが確認された。 又第８図にはバルブシート圧入試験結果を示す
が、剛性の評価されるこの試験結果においても同
一肉厚の比較バルブシート２の1.3倍、1.3倍の肉
厚の比較バルブシート１と同様の剛性が示され
た。 このように本発明複合焼結バルブシートは従来
のバルブシートと比較し、強度及び剛性に優れる
ことによつて、シリンダヘツドからの脱落強度が
優れると同時に、熱伝導率の改善と第１焼結合金
の組織の強化と緻密化によつて、その耐摩耗性に
も優れるものであることが次の摩耗試験によつて
示される。 （摩耗試験） （摩耗試験方法） 供試材料は前記した本発明実施例バルブシート
と比較バルブシート１，２を用いる。試験機はプ
ロパンガス炎をバルブシート面に噴出させバルブ
シート面を300〜500℃に加熱させた状態で、バネ
を介してバルブをバルブシートに対し回転させつ
つバルブスプリング荷重35Kgにて3000回／minで
たたき、８×105回後のバルブシートとバルブの
当り面摩耗面積を測定することによつて評価す
る。尚バルブの当り面にはステライトNo.６盛金の
ものを用いた。 （摩耗試験結果） 第９図にバルブシートの摩耗量を示し第１０図
にバルブの摩耗量を示す。第９図、第１０図とも
に温度を変化させての摩耗量を示すものである
が、バルブ、バルブシートの本発明、従来品共に
0.04mm2以下と充分な耐摩耗性が維持されることが
確認された。 さらに本発明のバルブシートと従来の比較バル
ブシート１，２を実機運転した試験結果を以下に
示す。 （実機試験） （試験条件） 1500c.c.、OHC、ガソリン機関 5500rpm全負荷400時間連続運転 比較バルブシート１ 外径φ31mm内径φ23mm 比較バルブシート２及び本発明バルブシート 外径φ31mm、内径φ25mm バルブ：ステライトNo.６盛金バルブ （試験結果） 試験後に比較バルブシート１，２、及び本発明
バルブシートの脱落及び変形は認められなかつ
た。 又各気筒の供試バルブシート及びバルブの摩耗
量の平均を示す第１１図の摩耗試験結果によつて
も本発明バルブシート摩耗量は0.04mm2以下であ
り、かつバルブ摩耗量と合わせても0.05mm2以下と
比較バルブシート１，２に対し同等の摩耗量であ
り充分に実用に供せられうるものである。 かかるバルブシートの強度試験及び摩耗試験及
び実機試験より明らかな如く、本発明複合焼結バ
ルブシートでは、第１焼結合金と第２焼結合金と
の焼結空孔量をそれぞれ低減されたことによる強
度の向上とさらに焼結空孔量間のバランスが適正
であり、から独立空孔量を制御したことによつて
溶浸することの効果を充分に生かし、強度及び高
温強度が向上された結果、シリンダヘツドからの
耐脱落性が向上されたものと評価される。さらに
従来の高合金焼結バルブシートと比較しても劣ら
ない耐摩耗性を有する理由として、第１焼結合金
の空孔量が低く制御されかつ硬質粒子を含め組織
が微細化したことによつて表面強度が向上したの
みならず熱伝導性が著しく向上されたことによる
ものと評価される。
第１図は複合焼結バルブシート断面図、第２図
は本発明第１焼結合金の金属組織を示す200倍顕
微鏡写真、第３図は本発明第２焼結合金の金属組
織を示す200倍顕微鏡写真、第４図は従来の第１
焼結合金の金属組織を示す200倍顕微鏡写真、第
５図は従来の第２焼結合金の金属組織を示す200
倍顕微鏡写真、第６図は本発明バルブシートの試
験用シリンダヘツド試料断面図、第７図は本発明
バルブシートのシリンダヘツドからの抜き荷重試
験結果を示すグラフ、第８図は本発明バルブシー
トのシリンダヘツドへの圧入荷重試験結果を示す
グラフ、第９図および第１０図はそれぞれ本発明
バルブシートの摩耗試験結果を示すグラフ、第１
１図は本発明バルブシートの実機での摩耗試験結
果を示すグラフである。 付号の説明、１……第１部材、２……第２部
材、３……シリンダヘツド、４……バルブ、５…
…シリンダヘツド試料、１２……複合焼結バルブ
シート、Ａ……連続空孔、Ｂ……独立空孔、Ｃ…
…硬質粒子。
は本発明第１焼結合金の金属組織を示す200倍顕
微鏡写真、第３図は本発明第２焼結合金の金属組
織を示す200倍顕微鏡写真、第４図は従来の第１
焼結合金の金属組織を示す200倍顕微鏡写真、第
５図は従来の第２焼結合金の金属組織を示す200
倍顕微鏡写真、第６図は本発明バルブシートの試
験用シリンダヘツド試料断面図、第７図は本発明
バルブシートのシリンダヘツドからの抜き荷重試
験結果を示すグラフ、第８図は本発明バルブシー
トのシリンダヘツドへの圧入荷重試験結果を示す
グラフ、第９図および第１０図はそれぞれ本発明
バルブシートの摩耗試験結果を示すグラフ、第１
１図は本発明バルブシートの実機での摩耗試験結
果を示すグラフである。 付号の説明、１……第１部材、２……第２部
材、３……シリンダヘツド、４……バルブ、５…
…シリンダヘツド試料、１２……複合焼結バルブ
シート、Ａ……連続空孔、Ｂ……独立空孔、Ｃ…
…硬質粒子。
Claims (1)
- １ 二種の異なる焼結合金によつて形成され、さ
らに銅合金が溶浸されてなるバルブシートにおい
て、バルブ当り面側の第１部材を形成する第１焼
結合金が、250メツシユ以下の硬質粒子を容積％
にて８〜14％含み、重量％にてC0.5〜1.7％、
Ni0.5〜2.5％、Cr3.0〜8.0％、Mo0.1〜0.9％、
W1.0〜3.8％、Co4.5〜8.5％残部実質的にFeより
なる鉄系焼結合金であり、アトマイズ鉄粉により
形成される空孔量が容積％にて６〜13％で、且つ
独立空孔量が容積％にて0.4〜1.2％である鉄系焼
結合金であり、さらにシリンダヘツド側の第２部
材を形成するる第２焼結合金が重量％にてC0.5〜
1.4％、P0.1〜0.4％残部実質的にFeよりなる鉄系
焼結合金であり、アトマイズ鉄粉によつて形成さ
れる空孔量が容積％にて６〜12％で、且つ独立空
孔量が容積％にて0.5〜2.5％である鉄系焼結合金
であり、前記第１焼結合金および第２焼結合金の
双方には銅合金が溶浸されてなることを特徴とす
る複合焼結バルブシート。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP13155582A JPS5923856A (ja) | 1982-07-28 | 1982-07-28 | 複合焼結バルブシ−ト |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP13155582A JPS5923856A (ja) | 1982-07-28 | 1982-07-28 | 複合焼結バルブシ−ト |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS5923856A JPS5923856A (ja) | 1984-02-07 |
| JPH0137466B2 true JPH0137466B2 (ja) | 1989-08-07 |
Family
ID=15060803
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP13155582A Granted JPS5923856A (ja) | 1982-07-28 | 1982-07-28 | 複合焼結バルブシ−ト |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS5923856A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2015098643A1 (ja) * | 2013-12-27 | 2015-07-02 | 日本ピストンリング株式会社 | 内燃機関用バルブとバルブシートの組合せ体 |
| US11300018B2 (en) | 2018-03-20 | 2022-04-12 | Nittan Valve Co., Ltd. | Hollow exhaust poppet valve |
| US11536167B2 (en) | 2018-11-12 | 2022-12-27 | Nittan Valve Co., Ltd. | Method for manufacturing engine poppet valve |
| US11850690B2 (en) | 2020-03-30 | 2023-12-26 | Nittan Corporation | Method for manufacturing engine poppet valve |
Families Citing this family (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS58207945A (ja) * | 1982-05-28 | 1983-12-03 | Ube Ind Ltd | シユウ酸ジエステルの水素添加用触媒 |
| DE102012013226A1 (de) * | 2012-07-04 | 2014-01-09 | Bleistahl-Produktions Gmbh & Co Kg | Hochwärmeleitender Ventilsitzring |
Family Cites Families (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JPS5486410A (en) * | 1977-12-23 | 1979-07-10 | Nippon Piston Ring Co Ltd | Ferrous sintered alloy material for valve seat |
| JPS55145151A (en) * | 1979-04-26 | 1980-11-12 | Nippon Piston Ring Co Ltd | Wear resistant sintered alloy material for internal combustion engine |
-
1982
- 1982-07-28 JP JP13155582A patent/JPS5923856A/ja active Granted
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2015098643A1 (ja) * | 2013-12-27 | 2015-07-02 | 日本ピストンリング株式会社 | 内燃機関用バルブとバルブシートの組合せ体 |
| JP2015127521A (ja) * | 2013-12-27 | 2015-07-09 | 日本ピストンリング株式会社 | 内燃機関用バルブとバルブシートの組合せ体 |
| US10287933B2 (en) | 2013-12-27 | 2019-05-14 | Nippon Piston Ring Co., Ltd. | Assembly of internal combustion engine valve and valve seat |
| US11300018B2 (en) | 2018-03-20 | 2022-04-12 | Nittan Valve Co., Ltd. | Hollow exhaust poppet valve |
| US11536167B2 (en) | 2018-11-12 | 2022-12-27 | Nittan Valve Co., Ltd. | Method for manufacturing engine poppet valve |
| US11850690B2 (en) | 2020-03-30 | 2023-12-26 | Nittan Corporation | Method for manufacturing engine poppet valve |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS5923856A (ja) | 1984-02-07 |
Similar Documents
| Publication | Publication Date | Title |
|---|---|---|
| US4505988A (en) | Sintered alloy for valve seat | |
| JP3926320B2 (ja) | 鉄基焼結合金製バルブシートおよびその製造方法 | |
| CN102102161B (zh) | 烧结气门导管及其制造方法 | |
| US4524046A (en) | Method for manufacturing a cam-cam shaft assembly | |
| JP3784926B2 (ja) | バルブシート用鉄系焼結合金 | |
| US20020084004A1 (en) | Iron-based sintered alloy material for valve seat and valve seat made of iron-based sintered alloy | |
| JPH0210311B2 (ja) | ||
| JP6316588B2 (ja) | 内燃機関用バルブとバルブシートの組合せ体 | |
| US4233073A (en) | Iron-base sintered alloy for valve seat and method of making the same | |
| JPH03158445A (ja) | 耐摩耗性に優れたＦｅ基焼結合金製バルブシート | |
| EP3358156B1 (en) | Sintered valve seat | |
| JPH0350823B2 (ja) | ||
| JP2017115184A (ja) | 耐摩耗性に優れた内燃機関用バルブシート | |
| EP0711845A1 (en) | Wear-resistant sintered ferrous alloy for valve seat | |
| JP3942136B2 (ja) | 鉄基焼結合金 | |
| JPS5923856A (ja) | 複合焼結バルブシ−ト | |
| EP4082692A1 (en) | Sintered valve seat insert and method of manufacture thereof | |
| JP3573872B2 (ja) | 焼結合金製接合型バルブシートおよび接合型バルブシート用焼結合金材の製造方法 | |
| JPH03158444A (ja) | 耐摩耗性に優れたＦｅ基焼結合金製バルブシート | |
| JP2006002578A (ja) | 二層構造鉄基焼結合金製バルブシート | |
| JPH06179937A (ja) | バルブシート用焼結合金 | |
| JP3569166B2 (ja) | 耐摩耗性焼結合金及びその製造方法 | |
| JP2002220645A (ja) | 硬質粒子分散型鉄基焼結合金 | |
| JP2023152728A (ja) | 内燃機関用鉄基焼結合金製バルブシートおよびその製造方法 | |
| JP2023152727A (ja) | 内燃機関用鉄基焼結合金製バルブシートおよびその製造方法 |