JPH09317413A - 接合型バルブシート - Google Patents
接合型バルブシートInfo
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- JPH09317413A JPH09317413A JP13357796A JP13357796A JPH09317413A JP H09317413 A JPH09317413 A JP H09317413A JP 13357796 A JP13357796 A JP 13357796A JP 13357796 A JP13357796 A JP 13357796A JP H09317413 A JPH09317413 A JP H09317413A
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Classifications
-
- F—MECHANICAL ENGINEERING; LIGHTING; HEATING; WEAPONS; BLASTING
- F01—MACHINES OR ENGINES IN GENERAL; ENGINE PLANTS IN GENERAL; STEAM ENGINES
- F01L—CYCLICALLY OPERATING VALVES FOR MACHINES OR ENGINES
- F01L3/00—Lift-valve, i.e. cut-off apparatus with closure members having at least a component of their opening and closing motion perpendicular to the closing faces; Parts or accessories thereof
- F01L3/02—Selecting particular materials for valve-members or valve-seats; Valve-members or valve-seats composed of two or more materials
- F01L3/04—Coated valve members or valve-seats
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- Engineering & Computer Science (AREA)
- Mechanical Engineering (AREA)
- General Engineering & Computer Science (AREA)
- Cylinder Crankcases Of Internal Combustion Engines (AREA)
- Powder Metallurgy (AREA)
Abstract
(57)【要約】
【課題】 接合時および運転時にクラックが発生しな
い、耐摩耗性に優れた接合型バルブシートを提案する。 【解決手段】 Ａｌ合金製シリンダヘッドと抵抗溶接に
より接合するバルブシートの面に、バルブシート基材と
シリンダヘッドとの中間の熱膨張率を有する被覆層を10
μm 以下の厚みに形成する。被覆層は、バルブシート基
材がＦｅ基焼結合金製の場合は15×10-6〜25×10-6（1/
Ｋ）の熱膨張率を有する純金属層あるいは合金層が好ま
しい。バルブシート基材がＣｕ基合金製の場合は、18×
10-6〜27×10-6（1/Ｋ）の熱膨張率を有する純金属層あ
るいは合金層が好ましい。
い、耐摩耗性に優れた接合型バルブシートを提案する。 【解決手段】 Ａｌ合金製シリンダヘッドと抵抗溶接に
より接合するバルブシートの面に、バルブシート基材と
シリンダヘッドとの中間の熱膨張率を有する被覆層を10
μm 以下の厚みに形成する。被覆層は、バルブシート基
材がＦｅ基焼結合金製の場合は15×10-6〜25×10-6（1/
Ｋ）の熱膨張率を有する純金属層あるいは合金層が好ま
しい。バルブシート基材がＣｕ基合金製の場合は、18×
10-6〜27×10-6（1/Ｋ）の熱膨張率を有する純金属層あ
るいは合金層が好ましい。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、内燃機関用のバル
ブシートに関し、とくにシリンダヘッドに接合できるバ
ルブシートに関する。
ブシートに関し、とくにシリンダヘッドに接合できるバ
ルブシートに関する。
【０００２】
【従来の技術】バルブシートは、燃焼ガスのシールとバ
ルブを冷却する役割を担ってエンジンのシリンダヘッド
に圧入されて使用されてきた。しかし、最近では、自動
車の高速化・軽量化等の要望から、内燃エンジンでは多
バルブ化が進んでおり、各気筒には複数の吸・排気ポー
トが近接して配置されている。このような最近の傾向か
ら、バルブ間の距離を狭くしたり、吸・排気ポート径を
大きくする等の設計の自由度を確保したり、あるいは、
バルブ・バルブシートの熱引け性を良くし熱負荷の軽減
を図る等の目的で、シリンダヘッドにバルブシートを接
合する接合型バブルシートが考えられている。
ルブを冷却する役割を担ってエンジンのシリンダヘッド
に圧入されて使用されてきた。しかし、最近では、自動
車の高速化・軽量化等の要望から、内燃エンジンでは多
バルブ化が進んでおり、各気筒には複数の吸・排気ポー
トが近接して配置されている。このような最近の傾向か
ら、バルブ間の距離を狭くしたり、吸・排気ポート径を
大きくする等の設計の自由度を確保したり、あるいは、
バルブ・バルブシートの熱引け性を良くし熱負荷の軽減
を図る等の目的で、シリンダヘッドにバルブシートを接
合する接合型バブルシートが考えられている。
【０００３】従来のバルブシート用焼結合金材として
は、例えば、特開昭59-25959号公報には、Ｃ、Ni、Cr、
Mo、Coを多量に含み、基地組織中にＣ−Cr−Ｗ−Co−Fe
粒子とFe−Mo粒子の硬質粒子が分散し、連続空孔が銅合
金にて溶浸されたバルブシート用焼結合金材が開示さ
れ、強度および剛性に優れかつ耐摩耗性に優れたバルブ
シートとして使用されてきた。
は、例えば、特開昭59-25959号公報には、Ｃ、Ni、Cr、
Mo、Coを多量に含み、基地組織中にＣ−Cr−Ｗ−Co−Fe
粒子とFe−Mo粒子の硬質粒子が分散し、連続空孔が銅合
金にて溶浸されたバルブシート用焼結合金材が開示さ
れ、強度および剛性に優れかつ耐摩耗性に優れたバルブ
シートとして使用されてきた。
【０００４】しかしながら、従来のバルブシート用焼結
合金材を接合型バルブシートに適用すると、バルブシー
トを接合するとき、あるいは、エンジンの運転時に、バ
ルブシートにクラック（亀裂）が発生し、バルブシート
のシール性が低下するという問題があり、量産化されな
かった。このクラックの発生は、圧入型のバルブシート
に比較し、接合型バルブシートでは寸法形状が小さく、
抵抗溶接時あるいはエンジンの運転時の応力に耐えられ
ないためであった。
合金材を接合型バルブシートに適用すると、バルブシー
トを接合するとき、あるいは、エンジンの運転時に、バ
ルブシートにクラック（亀裂）が発生し、バルブシート
のシール性が低下するという問題があり、量産化されな
かった。このクラックの発生は、圧入型のバルブシート
に比較し、接合型バルブシートでは寸法形状が小さく、
抵抗溶接時あるいはエンジンの運転時の応力に耐えられ
ないためであった。
【０００５】このような問題に対し、例えば、特開平7-
189628号公報には、Cu基合金またはオーステナイト基地
鉄系合金を抵抗溶接によりシリンダヘッドに接合されて
なる接合型バルブシートが提案されている。しかし、こ
のバルブシートは、接合時、あるいは運転時にクラック
が発生しないが、高価な合金元素を含んでおり経済的に
不利であること、あるいはさらに、強度、剛性が低いこ
と、また、耐摩耗性が劣るという問題があった。
189628号公報には、Cu基合金またはオーステナイト基地
鉄系合金を抵抗溶接によりシリンダヘッドに接合されて
なる接合型バルブシートが提案されている。しかし、こ
のバルブシートは、接合時、あるいは運転時にクラック
が発生しないが、高価な合金元素を含んでおり経済的に
不利であること、あるいはさらに、強度、剛性が低いこ
と、また、耐摩耗性が劣るという問題があった。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】本発明は、上記した問
題点を有利に解決し、接合型バルブシートとしても抵抗
溶接接合時あるいはエンジン運転時にクラックを発生し
ない、強度、剛性および耐摩耗性に優れた接合型バルブ
シートを提案することを目的とする。
題点を有利に解決し、接合型バルブシートとしても抵抗
溶接接合時あるいはエンジン運転時にクラックを発生し
ない、強度、剛性および耐摩耗性に優れた接合型バルブ
シートを提案することを目的とする。
【０００７】
【課題を解決するための手段】本発明者らは、抵抗溶接
時あるいはエンジンの運転時に接合型バルブシートに発
生するクラックは、シリンダヘッド材とバルブシート材
の間の熱膨張率の相違により、抵抗溶接時の加熱冷却、
あるいはエンジン運転時の加熱冷却で発生するシリンダ
ヘッドとバルブシートの膨張量の差が原因であると考
え、鋭意検討した結果、シリンダヘッド材の熱膨張率と
バルブシート材の熱膨張率との中間の熱膨張率を有する
被覆層を、シリンダヘッドと接合されるバルブシートの
面に形成することにより、接合型バルブシートに発生す
るクラックは防止できることを見いだした。また、シリ
ンダヘッドとの接合面に被覆層を形成したバルブシート
を、抵抗溶接によりAl合金製シリンダヘッドに接合する
と、接合面にAl合金との金属間化合物が形成され、接合
強度が増加するとともに、シリンダヘッドとバルブシー
トの間の熱膨張差を緩和し、クラックの発生を抑えるこ
とができるという新規な知見を得た。
時あるいはエンジンの運転時に接合型バルブシートに発
生するクラックは、シリンダヘッド材とバルブシート材
の間の熱膨張率の相違により、抵抗溶接時の加熱冷却、
あるいはエンジン運転時の加熱冷却で発生するシリンダ
ヘッドとバルブシートの膨張量の差が原因であると考
え、鋭意検討した結果、シリンダヘッド材の熱膨張率と
バルブシート材の熱膨張率との中間の熱膨張率を有する
被覆層を、シリンダヘッドと接合されるバルブシートの
面に形成することにより、接合型バルブシートに発生す
るクラックは防止できることを見いだした。また、シリ
ンダヘッドとの接合面に被覆層を形成したバルブシート
を、抵抗溶接によりAl合金製シリンダヘッドに接合する
と、接合面にAl合金との金属間化合物が形成され、接合
強度が増加するとともに、シリンダヘッドとバルブシー
トの間の熱膨張差を緩和し、クラックの発生を抑えるこ
とができるという新規な知見を得た。
【０００８】本発明は、上記した知見をもとに構成され
たものである。すなわち、本発明は、内燃エンジンのＡ
ｌ合金製シリンダヘッドに抵抗溶接により接合される接
合型バルブシートであって、該バルブシートがＦｅ基焼
結合金製であり、かつ該バルブシート面の少なくとも該
シリンダヘッドと接合する面に15×10-6〜25×10-6（1/
Ｋ）の熱膨張率を有する純金属層あるいは合金層が10μ
m 以下被覆されたことを特徴とする接合型バルブシート
であり、また、前記バルブシートを銅溶浸Ｆｅ基焼結合
金製あるいは空孔がＣｕにより封孔されたＦｅ基焼結合
金製としてもよく、また、前記バルブシートを鋳鉄製あ
るいは鋳鋼製あるいはＮｉ基合金溶製材製としてもよ
い。
たものである。すなわち、本発明は、内燃エンジンのＡ
ｌ合金製シリンダヘッドに抵抗溶接により接合される接
合型バルブシートであって、該バルブシートがＦｅ基焼
結合金製であり、かつ該バルブシート面の少なくとも該
シリンダヘッドと接合する面に15×10-6〜25×10-6（1/
Ｋ）の熱膨張率を有する純金属層あるいは合金層が10μ
m 以下被覆されたことを特徴とする接合型バルブシート
であり、また、前記バルブシートを銅溶浸Ｆｅ基焼結合
金製あるいは空孔がＣｕにより封孔されたＦｅ基焼結合
金製としてもよく、また、前記バルブシートを鋳鉄製あ
るいは鋳鋼製あるいはＮｉ基合金溶製材製としてもよ
い。
【０００９】さらに、本発明は、内燃エンジンのＡｌ合
金製シリンダヘッドに抵抗溶接により接合される接合型
バルブシートであって、該バルブシートがＣｕ基合金製
であり、かつ該バルブシート面の少なくとも該シリンダ
ヘッドと接合する面に18×10 -6〜27×10-6（1/Ｋ）の熱
膨張率を有する純金属層あるいは合金層が10μm 以下被
覆されたことを特徴とする接合型バルブシートである。
金製シリンダヘッドに抵抗溶接により接合される接合型
バルブシートであって、該バルブシートがＣｕ基合金製
であり、かつ該バルブシート面の少なくとも該シリンダ
ヘッドと接合する面に18×10 -6〜27×10-6（1/Ｋ）の熱
膨張率を有する純金属層あるいは合金層が10μm 以下被
覆されたことを特徴とする接合型バルブシートである。
【００１０】また、本発明は、内燃エンジンのＡｌ合金
製シリンダヘッドに抵抗溶接により接合される接合型バ
ルブシートであって、該バルブシートがセラミック製で
あり、かつ該バルブシート面の少なくとも該シリンダヘ
ッドと接合する面に10×10-6〜20×10-6（1/Ｋ）の熱膨
張率を有する純金属層あるいは合金層が10μm 以下被覆
されたことを特徴とする接合型バルブシートである。
製シリンダヘッドに抵抗溶接により接合される接合型バ
ルブシートであって、該バルブシートがセラミック製で
あり、かつ該バルブシート面の少なくとも該シリンダヘ
ッドと接合する面に10×10-6〜20×10-6（1/Ｋ）の熱膨
張率を有する純金属層あるいは合金層が10μm 以下被覆
されたことを特徴とする接合型バルブシートである。
【００１１】
【発明の実施の形態】本発明の接合型バルブシートは、
素材を所定の形状に加工し、Al合金製シリンダヘッドに
抵抗溶接により接合される。なお、接合方法は、抵抗溶
接が好ましいが、その他、摩擦圧接、電子ビーム溶接等
によっても問題はない。本発明の接合型バルブシートに
は、少なくともシリンダヘッドと接合する面に10μm 以
下の被覆層が形成される。被覆層は、シリンダヘッドと
接合する面以外に形成しても何ら問題がないのは言うま
でもない。
素材を所定の形状に加工し、Al合金製シリンダヘッドに
抵抗溶接により接合される。なお、接合方法は、抵抗溶
接が好ましいが、その他、摩擦圧接、電子ビーム溶接等
によっても問題はない。本発明の接合型バルブシートに
は、少なくともシリンダヘッドと接合する面に10μm 以
下の被覆層が形成される。被覆層は、シリンダヘッドと
接合する面以外に形成しても何ら問題がないのは言うま
でもない。
【００１２】被覆層を有するバルブシートを、抵抗溶接
によりAl合金製シリンダヘッドに接合すると、接合面に
Al合金との金属間化合物が形成される。これにより、接
合強度が増加するとともに、シリンダヘッドとバルブシ
ートの間の熱膨張差を緩和し、クラックの発生を抑え
る。被覆層の厚みが10μm を超えると、接合部に金属間
化合物層以外に被覆材の単一層も存在することになり接
合部の組織が不均一となる。被覆材の単一層が存在する
と、抵抗溶接時の押し込み圧力で塑性流動層が形成さ
れ、そのため、強度が低下し、接合溶接時あるいはエン
ジン運転時にクラックが発生しやすくなる。このような
ことから、10μm を被覆層厚みの上限とした。
によりAl合金製シリンダヘッドに接合すると、接合面に
Al合金との金属間化合物が形成される。これにより、接
合強度が増加するとともに、シリンダヘッドとバルブシ
ートの間の熱膨張差を緩和し、クラックの発生を抑え
る。被覆層の厚みが10μm を超えると、接合部に金属間
化合物層以外に被覆材の単一層も存在することになり接
合部の組織が不均一となる。被覆材の単一層が存在する
と、抵抗溶接時の押し込み圧力で塑性流動層が形成さ
れ、そのため、強度が低下し、接合溶接時あるいはエン
ジン運転時にクラックが発生しやすくなる。このような
ことから、10μm を被覆層厚みの上限とした。
【００１３】バルブシート表面に形成される被覆層は、
バルブシートの材質に対応した熱膨張率を有する純金属
層あるいは合金層である。純金属層としては、Cu、Ni、
Agが、合金層としてはCu、Ni、Ag基の合金が好適であ
る。被覆層は、めっき、コーティング、蒸着等により形
成するのが好ましい。
バルブシートの材質に対応した熱膨張率を有する純金属
層あるいは合金層である。純金属層としては、Cu、Ni、
Agが、合金層としてはCu、Ni、Ag基の合金が好適であ
る。被覆層は、めっき、コーティング、蒸着等により形
成するのが好ましい。
【００１４】バルブシートが、Ｆｅ基焼結合金製の場合
は、被覆層は15×10-6〜25×10-6（1/Ｋ）の熱膨張率を
有する純金属層あるいは合金層が好ましい。被覆層の熱
膨張率が15×10-6（1/Ｋ）未満では、シリンダヘッドの
熱膨張率との差が大きく、また、25×10-6（1/Ｋ）を超
えるとバルブシートの熱膨張率との差が大きく、抵抗溶
接時もしくはエンジン運転時にクラックが発生するた
め、バルブシートがＦｅ基焼結合金製の場合は、被覆層
の熱膨張率は15×10-6〜25×10 -6（1/Ｋ）の範囲とし
た。
は、被覆層は15×10-6〜25×10-6（1/Ｋ）の熱膨張率を
有する純金属層あるいは合金層が好ましい。被覆層の熱
膨張率が15×10-6（1/Ｋ）未満では、シリンダヘッドの
熱膨張率との差が大きく、また、25×10-6（1/Ｋ）を超
えるとバルブシートの熱膨張率との差が大きく、抵抗溶
接時もしくはエンジン運転時にクラックが発生するた
め、バルブシートがＦｅ基焼結合金製の場合は、被覆層
の熱膨張率は15×10-6〜25×10 -6（1/Ｋ）の範囲とし
た。
【００１５】バルブシートの基材を、Ｆｅ基焼結合金に
代えて、銅溶浸Ｆｅ基焼結合金あるいは空孔がＣｕによ
り封孔されたＦｅ基焼結合金としてもよく、また、鋳鉄
あるいは鋳鋼あるいはＮｉ基合金溶製材を用いてもよ
く、この場合、被覆層の熱膨張率は同一範囲のものが好
適に適用できる。バルブシート材として、適用可能なＦ
ｅ基焼結合金は、通常公知なバルブシート用Ｆｅ基焼結
合金がすべて好適に適用できる。なかでも、Ｃ、Ni、C
r、Coを含み、基地組織中にＣ−Cr−Ｗ−Co−Fe粒子の
硬質粒子が分散したＦｅ基焼結合金や、Ｃ、Ni、Cr、M
o、Coを含み、基地組織中にＣ−Cr−Ｗ−Co−Fe粒子とF
e−Mo粒子の硬質粒子が分散したＦｅ基焼結合金が好適
である。また、Ni、Moを少なくとも１種 0.5〜８％含有
する低合金系、ハイス系、ステンレス鋼系Ｆｅ基焼結合
金も好適である。
代えて、銅溶浸Ｆｅ基焼結合金あるいは空孔がＣｕによ
り封孔されたＦｅ基焼結合金としてもよく、また、鋳鉄
あるいは鋳鋼あるいはＮｉ基合金溶製材を用いてもよ
く、この場合、被覆層の熱膨張率は同一範囲のものが好
適に適用できる。バルブシート材として、適用可能なＦ
ｅ基焼結合金は、通常公知なバルブシート用Ｆｅ基焼結
合金がすべて好適に適用できる。なかでも、Ｃ、Ni、C
r、Coを含み、基地組織中にＣ−Cr−Ｗ−Co−Fe粒子の
硬質粒子が分散したＦｅ基焼結合金や、Ｃ、Ni、Cr、M
o、Coを含み、基地組織中にＣ−Cr−Ｗ−Co−Fe粒子とF
e−Mo粒子の硬質粒子が分散したＦｅ基焼結合金が好適
である。また、Ni、Moを少なくとも１種 0.5〜８％含有
する低合金系、ハイス系、ステンレス鋼系Ｆｅ基焼結合
金も好適である。
【００１６】また、銅溶浸Ｆｅ基焼結合金は、原料粉末
を金型に充填し、成形プレスにより圧縮・成形し圧粉体
としたのち、圧粉体を焼結させ、さらに、焼結体を溶浸
用銅合金とともに銅合金の融点以上に加熱し、空孔に銅
合金を溶浸させる溶浸処理を施して得る。また、溶浸処
理のかわりに、あらかじめ原料粉末に銅粉末を混合し焼
結時にCuを液相として、空孔をCuで封孔してもよい。
を金型に充填し、成形プレスにより圧縮・成形し圧粉体
としたのち、圧粉体を焼結させ、さらに、焼結体を溶浸
用銅合金とともに銅合金の融点以上に加熱し、空孔に銅
合金を溶浸させる溶浸処理を施して得る。また、溶浸処
理のかわりに、あらかじめ原料粉末に銅粉末を混合し焼
結時にCuを液相として、空孔をCuで封孔してもよい。
【００１７】また、銅溶浸処理時に、焼結体表面にCu層
を10μm 以下残存させるようにし、被覆層の形成処理を
省略してもよい。本発明では、必ずしも焼結合金に限ら
ず溶製材でもよい。溶製材としては、鋳鉄あるいは鋳鋼
あるいはNi基合金が好適に利用できる。バルブシート材
として、好適な鋳鉄としては、FCD600の球状黒鉛鋳鉄お
よびCr、Ｂ等を含む合金片状黒鉛鋳鉄が挙げられる。ま
た、好適な鋳鋼としては、Ni含有量の高い高Ni鋳鋼、高
Cr鋳鋼、Cr−Si系鋳鋼がある。Ni基合金は、NCF(JIS G
4901〜4902) 系、Ni−Cr系等がよい。
を10μm 以下残存させるようにし、被覆層の形成処理を
省略してもよい。本発明では、必ずしも焼結合金に限ら
ず溶製材でもよい。溶製材としては、鋳鉄あるいは鋳鋼
あるいはNi基合金が好適に利用できる。バルブシート材
として、好適な鋳鉄としては、FCD600の球状黒鉛鋳鉄お
よびCr、Ｂ等を含む合金片状黒鉛鋳鉄が挙げられる。ま
た、好適な鋳鋼としては、Ni含有量の高い高Ni鋳鋼、高
Cr鋳鋼、Cr−Si系鋳鋼がある。Ni基合金は、NCF(JIS G
4901〜4902) 系、Ni−Cr系等がよい。
【００１８】バルブシートがCu基合金製の場合は、被覆
層は18×10-6〜27×10-6（1/Ｋ）の熱膨張率を有する純
金属層あるいは合金層が好ましい。バルブシートをCu基
合金を用いて製造するには、粉末焼結法、溶製法あるい
は圧延材からの削り出し法いずれも好適に利用できる。
バルブシートがCu基合金製の場合は、被覆層の熱膨張率
が18×10-6（1/Ｋ）未満では、シリンダヘッドの熱膨張
率との差が大きく、また、27×10-6（1/Ｋ）を超えると
バルブシートの熱膨張率との差が大きく、抵抗溶接時も
しくはエンジン運転時にクラックが発生するため、被覆
層の熱膨張率は18×10-6〜27×10-6（1/Ｋ）の範囲とし
た。
層は18×10-6〜27×10-6（1/Ｋ）の熱膨張率を有する純
金属層あるいは合金層が好ましい。バルブシートをCu基
合金を用いて製造するには、粉末焼結法、溶製法あるい
は圧延材からの削り出し法いずれも好適に利用できる。
バルブシートがCu基合金製の場合は、被覆層の熱膨張率
が18×10-6（1/Ｋ）未満では、シリンダヘッドの熱膨張
率との差が大きく、また、27×10-6（1/Ｋ）を超えると
バルブシートの熱膨張率との差が大きく、抵抗溶接時も
しくはエンジン運転時にクラックが発生するため、被覆
層の熱膨張率は18×10-6〜27×10-6（1/Ｋ）の範囲とし
た。
【００１９】本発明のバルブシートに適用できるCu基合
金としては、Cu−Ni−Si合金、Cu−Be合金、Cu−Cr合金
が好ましい。バルブシートがセラミック製の場合には、
被覆層は10×10-6〜20×10-6（1/Ｋ）の熱膨張率を有す
る純金属層あるいは合金層が好ましい。本発明のバルブ
シートに適用できるセラミックとしては、Si3N4 、Al20
3 、SiC が好ましい。
金としては、Cu−Ni−Si合金、Cu−Be合金、Cu−Cr合金
が好ましい。バルブシートがセラミック製の場合には、
被覆層は10×10-6〜20×10-6（1/Ｋ）の熱膨張率を有す
る純金属層あるいは合金層が好ましい。本発明のバルブ
シートに適用できるセラミックとしては、Si3N4 、Al20
3 、SiC が好ましい。
【００２０】バルブシートをセラミックを用いて製造す
るには、粉末焼結法が好適に利用でき、Si3N4 、Al
203 、SiC の粉末を焼結助剤（例えば、ポリビニルアル
コール、メチルセルロース）とともに、混合し成型した
のち、焼結する。バルブシートがセラミック製の場合
は、被覆層の熱膨張率が10×10-6（1/Ｋ）未満では、シ
リンダヘッドの熱膨張率との差が大きく、また、20×10
-6（1/Ｋ）を超えるとバルブシートの熱膨張率との差が
大きく、抵抗溶接時もしくはエンジン運転時にクラック
が発生するため、被覆層の熱膨張率は10×10-6〜20×10
-6（1/Ｋ）の範囲とした。
るには、粉末焼結法が好適に利用でき、Si3N4 、Al
203 、SiC の粉末を焼結助剤（例えば、ポリビニルアル
コール、メチルセルロース）とともに、混合し成型した
のち、焼結する。バルブシートがセラミック製の場合
は、被覆層の熱膨張率が10×10-6（1/Ｋ）未満では、シ
リンダヘッドの熱膨張率との差が大きく、また、20×10
-6（1/Ｋ）を超えるとバルブシートの熱膨張率との差が
大きく、抵抗溶接時もしくはエンジン運転時にクラック
が発生するため、被覆層の熱膨張率は10×10-6〜20×10
-6（1/Ｋ）の範囲とした。
【００２１】
（実施例１）まず、接合型バルブシートの素材の製造に
ついて説明する。 （試験No.1およびNo.2）原料粉末として、Ｃ粉末、Co粉
末、Ni粉末、Ｃ−Co−Ｗ−Cr−Fe合金粉末、アトマイズ
純鉄粉に、ステアリン酸亜鉛を配合し、混練した。この
混合原料粉末を圧粉成形し、還元性雰囲気で焼結し、焼
結合金材の組成が、重量％で、Ｃ：1.2％、Ni：2.0
％、Cr：6.5 ％、Ｗ：2.0 ％、Co：7.0 ％、残部は不純
物およびFeであり、基地中に硬質粒子が分散したFe基焼
結合金材を得た。これらの焼結合金材から、接合型バル
ブシートを加工した。試験No.1は、シリンダヘッドに接
合する面にCuをめっきにより３μm の厚さで被覆した。
試験No.2は、とくに、被覆層の形成は実施しなかった。
ついて説明する。 （試験No.1およびNo.2）原料粉末として、Ｃ粉末、Co粉
末、Ni粉末、Ｃ−Co−Ｗ−Cr−Fe合金粉末、アトマイズ
純鉄粉に、ステアリン酸亜鉛を配合し、混練した。この
混合原料粉末を圧粉成形し、還元性雰囲気で焼結し、焼
結合金材の組成が、重量％で、Ｃ：1.2％、Ni：2.0
％、Cr：6.5 ％、Ｗ：2.0 ％、Co：7.0 ％、残部は不純
物およびFeであり、基地中に硬質粒子が分散したFe基焼
結合金材を得た。これらの焼結合金材から、接合型バル
ブシートを加工した。試験No.1は、シリンダヘッドに接
合する面にCuをめっきにより３μm の厚さで被覆した。
試験No.2は、とくに、被覆層の形成は実施しなかった。
【００２２】（試験No.3およびNo.4）原料粉末として、
Ｃ粉末、ハイス鋼粉末に、ステアリン酸亜鉛を配合し、
混練した。この混合原料粉末を圧粉成形し、還元性雰囲
気で焼結した。ついで、焼結体をCu溶浸し、焼結材の組
成が、重量％で、Ｃ：1.0 ％、Cr：2.0 ％、Mo：2.5
％、Ｗ：3.0 ％、Ｖ：3.0 ％、Cu：15.0％、残部は不純
物およびFeであり、基地中に微細炭化物が分散したCu溶
浸Fe基焼結合金材を得た。これらの焼結合金材から、接
合型バルブシートに加工し、試験No.3は、ついで、めっ
きにより５μm 厚のCu層を、試験No.4は、20μm 厚のCu
層を被覆した。
Ｃ粉末、ハイス鋼粉末に、ステアリン酸亜鉛を配合し、
混練した。この混合原料粉末を圧粉成形し、還元性雰囲
気で焼結した。ついで、焼結体をCu溶浸し、焼結材の組
成が、重量％で、Ｃ：1.0 ％、Cr：2.0 ％、Mo：2.5
％、Ｗ：3.0 ％、Ｖ：3.0 ％、Cu：15.0％、残部は不純
物およびFeであり、基地中に微細炭化物が分散したCu溶
浸Fe基焼結合金材を得た。これらの焼結合金材から、接
合型バルブシートに加工し、試験No.3は、ついで、めっ
きにより５μm 厚のCu層を、試験No.4は、20μm 厚のCu
層を被覆した。
【００２３】（試験No.5およびNo.6）原料粉末として、
Ｃ粉末、Cr−Fe合金粉末、Fe−Mo粉末、純鉄粉に、ステ
アリン酸亜鉛を配合し、混練した。この混合原料粉末を
圧粉成形し、還元性雰囲気で焼結し、焼結材の組成が、
重量％で、Ｃ：2.0 ％、Cr：12.0％、Mo：1.0 ％、残部
は不純物およびFeである、基地中にCr炭化物が析出した
Fe基焼結合金材を得た。これらの焼結合金材から、接合
型バルブシートに加工し、試験No.5は、ついで、めっき
により４μm 厚のCu層を被覆した。試験No.6は、つい
で、めっきにより３μm 厚のAg層を被覆した。
Ｃ粉末、Cr−Fe合金粉末、Fe−Mo粉末、純鉄粉に、ステ
アリン酸亜鉛を配合し、混練した。この混合原料粉末を
圧粉成形し、還元性雰囲気で焼結し、焼結材の組成が、
重量％で、Ｃ：2.0 ％、Cr：12.0％、Mo：1.0 ％、残部
は不純物およびFeである、基地中にCr炭化物が析出した
Fe基焼結合金材を得た。これらの焼結合金材から、接合
型バルブシートに加工し、試験No.5は、ついで、めっき
により４μm 厚のCu層を被覆した。試験No.6は、つい
で、めっきにより３μm 厚のAg層を被覆した。
【００２４】（試験No.7およびNo.8）電気炉−鋳造工程
でＣ：2.5 ％、Si：2.0 ％、Mn：1.0 ％、Ni：20.0％、
Cr：5.0 ％の高Ni鋳鋼を得た。この素材から接合型バル
ブシートを加工し、試験No.7は、ついで、めっきにより
５μm 厚のNi層を被覆した。試験No.8は、ついで、めっ
きにより18μm 厚のCu層を被覆した。
でＣ：2.5 ％、Si：2.0 ％、Mn：1.0 ％、Ni：20.0％、
Cr：5.0 ％の高Ni鋳鋼を得た。この素材から接合型バル
ブシートを加工し、試験No.7は、ついで、めっきにより
５μm 厚のNi層を被覆した。試験No.8は、ついで、めっ
きにより18μm 厚のCu層を被覆した。
【００２５】（試験No.9およびNo.10 ）高周波溶解炉−
鋳造工程でＣ：3.6 ％、Si：2.0 ％、Mn：0.3 ％、Cu：
1.0 ％の球状黒鉛鋳鉄を得た。この素材から接合型バル
ブシートを加工し、試験No.9は、ついで、めっきにより
１μm 厚のCu層を被覆した。試験No.10 は、めっきによ
り２μm 厚のNi層を被覆した。
鋳造工程でＣ：3.6 ％、Si：2.0 ％、Mn：0.3 ％、Cu：
1.0 ％の球状黒鉛鋳鉄を得た。この素材から接合型バル
ブシートを加工し、試験No.9は、ついで、めっきにより
１μm 厚のCu層を被覆した。試験No.10 は、めっきによ
り２μm 厚のNi層を被覆した。
【００２６】（試験No.11 〜No.14 ）原料粉末として、
Ｃ粉末、Co粉末、Ni粉末、Ｃ−Co−Ｗ−Cr−Fe合金粉
末、アトマイズ純鉄粉に、ステアリン酸亜鉛を配合し、
混練した。この混合原料粉末を圧粉成形し、還元性雰囲
気で焼結した。溶浸用銅合金を載置し溶浸処理を行い、
ついで熱処理（焼入れ、焼戻し）を行った。焼結合金材
の組成が、重量％で、Ｃ：1.3 ％、Ni：2.0 ％、Cr：7.
0 ％、Ｗ：2.2 ％、Co：7.0 ％、Cu：15.0％、残部は不
純物およびFeであり、基地中に硬質粒子が分散し、焼結
空孔が銅合金に溶浸されたFe基焼結合金材を得た。これ
らの焼結合金材から、接合型バルブシートを加工し、つ
いで、試験No.11 は、めっきにより２μm 厚のCu層を、
試験No.13は、30μm 厚のNi層を、試験No.14 は、６μm
厚のAg層をめっきにより被覆した。なお、試験No.12
は、とくに、被覆層の形成は実施しなかった。
Ｃ粉末、Co粉末、Ni粉末、Ｃ−Co−Ｗ−Cr−Fe合金粉
末、アトマイズ純鉄粉に、ステアリン酸亜鉛を配合し、
混練した。この混合原料粉末を圧粉成形し、還元性雰囲
気で焼結した。溶浸用銅合金を載置し溶浸処理を行い、
ついで熱処理（焼入れ、焼戻し）を行った。焼結合金材
の組成が、重量％で、Ｃ：1.3 ％、Ni：2.0 ％、Cr：7.
0 ％、Ｗ：2.2 ％、Co：7.0 ％、Cu：15.0％、残部は不
純物およびFeであり、基地中に硬質粒子が分散し、焼結
空孔が銅合金に溶浸されたFe基焼結合金材を得た。これ
らの焼結合金材から、接合型バルブシートを加工し、つ
いで、試験No.11 は、めっきにより２μm 厚のCu層を、
試験No.13は、30μm 厚のNi層を、試験No.14 は、６μm
厚のAg層をめっきにより被覆した。なお、試験No.12
は、とくに、被覆層の形成は実施しなかった。
【００２７】これら接合型バルブシート基材の種類とそ
の熱膨張率およびバルブシート基材に被覆した被覆層の
種類とその熱膨張率を纏めて表１に示す。つぎに、これ
らの接合型バルブシートをAl合金（ＡＣ４Ｃ）製のシリ
ンダヘッドに抵抗溶接した。図１に抵抗溶接による接合
方法を示す。図１(a) に示すように、バルブシート１
は、その突起部１ａがシリンダヘッド２のテーパ面２ａ
に当接するようにセットされ、電極３によりテーパ面２
ａとの間で矢印の方向に加圧され、続いて通電される。
シリンダヘッド２とバルブシート１との接合面およびそ
の近傍が溶融温度あるいはそれに近い温度まで加熱され
ると通電を遮断する。バルブシートより硬度の低いシリ
ンダヘッドが塑性変形して、図１(b) 示すようにバルブ
シート１がシリンダヘッド２に埋め込まれた状態で接合
される。
の熱膨張率およびバルブシート基材に被覆した被覆層の
種類とその熱膨張率を纏めて表１に示す。つぎに、これ
らの接合型バルブシートをAl合金（ＡＣ４Ｃ）製のシリ
ンダヘッドに抵抗溶接した。図１に抵抗溶接による接合
方法を示す。図１(a) に示すように、バルブシート１
は、その突起部１ａがシリンダヘッド２のテーパ面２ａ
に当接するようにセットされ、電極３によりテーパ面２
ａとの間で矢印の方向に加圧され、続いて通電される。
シリンダヘッド２とバルブシート１との接合面およびそ
の近傍が溶融温度あるいはそれに近い温度まで加熱され
ると通電を遮断する。バルブシートより硬度の低いシリ
ンダヘッドが塑性変形して、図１(b) 示すようにバルブ
シート１がシリンダヘッド２に埋め込まれた状態で接合
される。
【００２８】接合後、バルブシートに発生したクラック
の有無を調査した。その結果を表１に示す。また、シリ
ンダヘッドに接合された状態と同じ状態にした接合型バ
ルブシートについて、実機耐久試験と同等の温度、バル
ブ叩かれ状況でリグ試験を実施し、バルブシートに発生
するクラックの有無を調査した。
の有無を調査した。その結果を表１に示す。また、シリ
ンダヘッドに接合された状態と同じ状態にした接合型バ
ルブシートについて、実機耐久試験と同等の温度、バル
ブ叩かれ状況でリグ試験を実施し、バルブシートに発生
するクラックの有無を調査した。
【００２９】試験条件は、つぎのとおりである。 試験温度：400 ℃（測温位置：図２） 運転時間：30時間 カム回転数： 3000rpm バルブ回転数：10rpm リフト量：7mm 着座荷重：89kg その結果を表１に示す。
【００３０】
【表１】
【００３１】（実施例２）原料粉末として、Cu−Be合金
粉末あるいはCu−Cr合金粉末あるいはCu−Ni−Si合金粉
末を焼結助剤とともに混練し、圧粉成形・焼結・熱処理
によりバルブシート用素材とした。また、セラミックと
して、Si3N4 あるいは、Al2O3 粉末を焼結助剤とともに
混練し、圧粉成形・焼結・熱処理によりバルブシート用
素材とした。これらの素材から、接合型バルブシートに
加工し、バルブシートのシリンダヘッドと接合する面
に、表２に示す被覆層をめっきにより形成した。一部、
被覆層を形成しないものも比較例として準備した。
粉末あるいはCu−Cr合金粉末あるいはCu−Ni−Si合金粉
末を焼結助剤とともに混練し、圧粉成形・焼結・熱処理
によりバルブシート用素材とした。また、セラミックと
して、Si3N4 あるいは、Al2O3 粉末を焼結助剤とともに
混練し、圧粉成形・焼結・熱処理によりバルブシート用
素材とした。これらの素材から、接合型バルブシートに
加工し、バルブシートのシリンダヘッドと接合する面
に、表２に示す被覆層をめっきにより形成した。一部、
被覆層を形成しないものも比較例として準備した。
【００３２】表２に示す被覆層を有する接合型バルブシ
ート（比較例の中には被覆層のないものも含む）を、実
施例１と同様に、抵抗溶接により、Al合金製のシリンダ
ヘッドに接合し、バルブシートに発生するクラックの有
無を調査した。その結果を表２に示す。
ート（比較例の中には被覆層のないものも含む）を、実
施例１と同様に、抵抗溶接により、Al合金製のシリンダ
ヘッドに接合し、バルブシートに発生するクラックの有
無を調査した。その結果を表２に示す。
【００３３】
【表２】
【００３４】また、実施例１と同様に、実機耐久試験と
同等の温度、バルブ叩かれ状況でリグ試験を実施し、バ
ルブシートに発生するクラックの有無を調査した。それ
らの結果を表２に示す。本発明の範囲であれば、接合時
の熱応力により、クラックを発生することはなく、実機
と同等の条件でのリグ試験においてもクラックを発生す
ることはない。
同等の温度、バルブ叩かれ状況でリグ試験を実施し、バ
ルブシートに発生するクラックの有無を調査した。それ
らの結果を表２に示す。本発明の範囲であれば、接合時
の熱応力により、クラックを発生することはなく、実機
と同等の条件でのリグ試験においてもクラックを発生す
ることはない。
【００３５】しかし、本発明の範囲を外れる被覆層を有
する、比較例の試験No.4、試験No.8、試験No.13 、試験
No.18 、試験No.21 、試験No.24 の接合型バルブシート
では、抵抗溶接による接合時にはクラックの発生はない
が、リグ試験ではクラックの発生が見られる。また、被
覆層を形成しない、比較例の試験No.2、試験No.12 、試
験No.16 、試験No.22 の接合型バルブシートでは、抵抗
溶接による接合時にクラックが発生している。
する、比較例の試験No.4、試験No.8、試験No.13 、試験
No.18 、試験No.21 、試験No.24 の接合型バルブシート
では、抵抗溶接による接合時にはクラックの発生はない
が、リグ試験ではクラックの発生が見られる。また、被
覆層を形成しない、比較例の試験No.2、試験No.12 、試
験No.16 、試験No.22 の接合型バルブシートでは、抵抗
溶接による接合時にクラックが発生している。
【００３６】
【発明の効果】本発明によれば、抵抗溶接による接合時
はもちろんエンジン運転時においてもクラックを生じる
ことがなく、高いシール性を維持することができるとい
う効果が得られる。
はもちろんエンジン運転時においてもクラックを生じる
ことがなく、高いシール性を維持することができるとい
う効果が得られる。
【図面の簡単な説明】
【図１】バルブシートのシリンダヘッドへの抵抗溶接に
よる接合方法を示す説明図である。
よる接合方法を示す説明図である。
【図２】リグ試験機の概略説明図である。
【図３】リグ試験における試験体の測温位置を示す説明
図である。
図である。
１ バルブシート １ａ バルブシートの突起部 ２ シリンダヘッド ２ａ テーパ面 ３ 電極
Claims (5)
- 【請求項１】 内燃エンジンのＡｌ合金製シリンダヘッ
ドに抵抗溶接により接合される接合型バルブシートであ
って、該バルブシートがＦｅ基焼結合金製であり、かつ
該バルブシート面の少なくとも該シリンダヘッドと接合
する面に15×10-6〜25×10-6（1/Ｋ）の熱膨張率を有す
る純金属層あるいは合金層が10μm 以下被覆されたこと
を特徴とする接合型バルブシート。 - 【請求項２】 前記バルブシートが銅溶浸Ｆｅ基焼結合
金製あるいは空孔がＣｕにより封孔されたＦｅ基焼結合
金製であることを特徴とする請求項１記載の接合型バル
ブシート。 - 【請求項３】 前記バルブシートが鋳鉄製あるいは鋳鋼
製あるいはＮｉ基合金溶製材製であることを特徴とする
請求項１記載の接合型バルブシート。 - 【請求項４】 内燃エンジンのＡｌ合金製シリンダヘッ
ドに抵抗溶接により接合される接合型バルブシートであ
って、該バルブシートがＣｕ基合金製であり、かつ該バ
ルブシート面の少なくとも該シリンダヘッドと接合する
面に18×10-6〜27×10-6（1/Ｋ）の熱膨張率を有する純
金属層あるいは合金層が10μm 以下被覆されたことを特
徴とする接合型バルブシート。 - 【請求項５】 内燃エンジンのＡｌ合金製シリンダヘッ
ドに抵抗溶接により接合される接合型バルブシートであ
って、該バルブシートがセラミック製であり、かつ該バ
ルブシート面の少なくとも該シリンダヘッドと接合する
面に10×10-6〜20×10-6（1/Ｋ）の熱膨張率を有する純
金属層あるいは合金層が10μm 以下被覆されたことを特
徴とする接合型バルブシート。
Priority Applications (3)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP13357796A JPH09317413A (ja) | 1996-05-28 | 1996-05-28 | 接合型バルブシート |
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