WO2014196240A1 - 電磁式燃料噴射弁 - Google Patents

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    • F02M2200/85—Mounting of fuel injection apparatus
    • F02M2200/856—Mounting of fuel injection apparatus characterised by mounting injector to fuel or common rail, or vice versa

Definitions

  • the present invention relates to a fuel injection valve in an in-cylinder injection engine for automobiles using gasoline, particularly gasoline.
  • the seal structure at the connection between the fuel pipe and the electromagnetic fuel injection valve is made of a stainless steel ball (fuel pipe side) as shown in Japanese Patent Laid-Open No. 2008-303810, and a cone facing the ball.
  • a means for forming a metal seal structure using a contact surface with a metal joint (electromagnetic fuel injection valve side) having a surface is known.
  • the joint between the metal joint and the electromagnetic fuel injection valve is required to have high strength as well as sealing properties, like the connection structure between the metal joint and the electromagnetic fuel injection valve by screws as shown in the above-mentioned patent document, In general, it becomes larger than before.
  • the electromagnetic fuel injection valve is required to be downsized. Further, since the electromagnetic fuel injection valve is further fixed by attaching the nozzle on the side opposite to the fuel pipe side to the engine head, if the displacement or perpendicularity between the fuel pipe and the electromagnetic fuel injection valve is large, the electromagnetic The fuel injection valve itself may be bent by the fuel pipe and the engine head, which may adversely affect performance such as a large variation in fuel injection amount. Therefore, high attachment accuracy is required at the joint between the fuel pipe and the electromagnetic fuel injection valve.
  • Patent Document 2 In order to secure a higher sealing performance and strength than the conventional joint at the joint between the metal joint and the electromagnetic fuel injection valve, a screw structure or the like is used as shown in Patent Document 2, so that the conventional joint is generally used. It is larger than the O-ring structure shown in Patent Document 1.
  • Patent Document 3 there is an example in which a fuel seal portion is provided on the inner diameter side of the resistance welded portion separately from the resistance welded portion.
  • a fuel seal portion is provided on the inner diameter side of the resistance welded portion separately from the resistance welded portion.
  • joining by laser welding as shown in Patent Document 4 may be taken.
  • a counterbore for positioning is provided.
  • the area for receiving the fuel pressure is wide and the load is high.
  • the strength required for the weld is increased.
  • the amount of penetration due to welding is greatly increased in order to ensure high strength, the amount of misalignment increases due to welding distortion caused by shrinkage that occurs after welding, or the squareness is increased. Causes it to grow.
  • the core which is one of the components constituting the electromagnetic fuel injection valve, is joined by welding to the metal joint, and the amount of melting of the welded portion between the metal joint and the core is less on the metal joint side than on the core side.
  • the area receiving the fuel pressure can be reduced, and the load due to the fuel pressure can be reduced.
  • the surface pressure required for the fuel seal is generated by welding distortion for joining the metal joint and the core.
  • Sectional drawing which shows the whole fuel injection valve by which this invention is implemented Enlarged view of cross section of metal joint 2 and core 101 1 Enlarged view of cross section of metal joint 2 and core 101 2 Enlarged view of cross section of metal joint 2 and core 101 3 Enlarged view of cross section of metal joint 2 and core 101 4 Enlarged view of cross section of metal joint 2 and core 101 5 Enlarged view of cross section of metal joint 2 and core 101 6 Enlarged view of cross section of metal joint 2 and core 101 7 Enlarged view of cross section of metal joint 2 and core 101 8 Example of stress analysis
  • the electromagnetic fuel injection valve 1 is pressurized by a high-pressure pump (not shown) and supplied to the electromagnetic fuel injection valve 1 through a core 101 made of a stainless steel cylindrical member.
  • the lower end portion of the electromagnetic fuel injection valve 1 is provided with a cylindrical nozzle made of stainless steel, and the outer periphery thereof is restrained by the engine head 6.
  • a nozzle hole 103 is provided at the lower end of the nozzle 102, and the supplied fuel is injected into an engine cylinder (not shown) at an amount and timing controlled by the electromagnetic fuel injection valve 1.
  • Pipe 5 is a stainless steel cylindrical member provided with a fuel passage 501.
  • a stainless steel ball 3 having a cylindrical fuel passage on the inner diameter side is joined to the lower end by welding.
  • the ball 3 has a spherical surface 301 at its lower end surface, which contacts the 90 ° conical tapered surface 202 at the upper end portion of the stainless steel metal joint 2 to form an annular metal seal portion 302 for fuel sealing. Yes.
  • the cap nut 4 has a configuration in which the ball 3 and the metal joint 2 are fastened by the screw portion 401 and the screw portion 201 of the metal joint 2, and a surface pressure necessary for fuel sealing is applied to the metal seal portion 302 by this tightening force. ing.
  • the metal joint 2 and the core 101 are provided with a 5 mm diameter fuel passage communicating with the fuel passage 501.
  • an inner diameter cylindrical portion 204 slightly smaller than the outer diameter of the outer peripheral portion 106 of the core 101 is provided, and the inner diameter cylindrical portion 204 and the outer peripheral portion 106 are press-fitted together.
  • the yield stress of the core 101 is made of a material lower than the yield stress of the metal joint 2.
  • the annular protrusion 107 is deformed along the shape if the unevenness is 0.5 mm or less, and contacts the end surface 203 on the entire circumference. Further, a gap 109 having a width of about 0.5 mm is provided between the core end face 105 other than the annular protrusion 107 and the metal joint end face 203.
  • the metal joint 2 and the core are welded by laser welding from the outer peripheral side of the outer diameter of the metal joint 2 of about 12 mm and from the position of about 4 mm from the end face of the metal joint. 101 is joined.
  • the welding depth L By setting the welding depth L to about 1.5 mm, the position reaches a position of about 9 mm in diameter, which is on the inner diameter side from the outer peripheral portion 106 of the core 101.
  • the welded portion 104 between the metal joint 2 and the core 101 is (Cross sectional area A1 on the metal joint side)> (Cross sectional area A2 on the core side)
  • the welding conditions including the welding depth L are determined so that
  • the load generated when the welded portion 104 is configured as described above will be described with reference to FIG. It is generally known that a welded portion contracts as a welding strain when the material is melted by a laser and cooled to solidify. At this time, the greater the amount of material melted, the greater the welding distortion and the higher the load generated by the welding distortion.
  • each melting amount is proportional to the cross-sectional areas A1 and A2. From the above, the load generated by welding distortion in this example is (Metal joint side load F1)> (Core side load F2) It becomes. At this time, a load F3 due to welding strain is applied in a direction in which the metal joint end face 203 and the annular projection 107 of the core are compressed.
  • FIG. 10 shows an example in which stress analysis is performed by the finite element method with the configuration of this embodiment.
  • the stress analysis condition is that there is no annular protrusion 107 for the sake of explanation, and welding strain is applied in a state where the metal joint end face 203 and the core end face 105 are in contact with each other.
  • the horizontal axis indicates the diameter of the metal joint end surface 203 or the core end surface 105
  • the vertical axis indicates the axial stress (vertical direction in the drawing) generated on the contact surface between the metal joint end surface 203 and the core end surface 105. Shows the + side as compressed and the-side as tensile.
  • the diameter of the seal portion is about 10 mm, which is the outer diameter of the core, so the area that receives the fuel pressure is about 70% smaller. Therefore, by providing the projection 107, the load applied to the weld due to the fuel pressure can be reduced by about 70%.
  • an annular protrusion 205 is provided on the end face 203 of the metal joint.
  • the core end surface 105 is deformed by the press-fitting of the core 101, and the annular protrusion 205 bites into the core 101 as shown in FIG. 5B, so that an annular seal surface 108 ′ is formed on the core end surface 105.
  • Other configurations and effects are the same as those of the first embodiment.
  • the shape of the annular protrusion 107 may be a trapezoidal cross section as shown in FIG. Similarly, although not shown, a rectangle may be used. As shown in FIG. 6B, the same effect as in the first embodiment can be obtained even with a curved surface. Although not shown, a plurality of annular protrusions 107 may be provided on the core end surface 105. As shown in FIGS. 6C, 6D, and 6E, the annular protrusions 107 may be formed on the entire surface of the core end surface 105 with a taper, a taper, a flat surface, and a curved surface, respectively.
  • annular protrusion 205 is provided on the metal joint end face 203, and an annular protrusion 107 is provided on the core end face 105.
  • FIG. 7D, 7E, and 7F an annular protrusion 205 may be provided on the entire surface of the metal joint end surface 203, and an annular protrusion 107 may be provided on the entire surface of the core end surface 105.
  • the annular protrusions 205 and 107 may have the shapes shown in the above-described embodiments.
  • the relationship of the melting amount (volume) before the approximation was as follows.
  • (Melting amount (volume) on the metal joint side) (Cross sectional area A1 on the metal joint side) ⁇ (Perimeter length C1 drawn by the center of gravity of A1)
  • (Melting amount (volume) on the core side) (cross-sectional area A2 on the core side) ⁇ (peripheral length C2 drawn by the center of gravity of A2)
  • the welded portion may be configured according to the following relationship in which the melting amount of the welded portion is compared.
  • the annular protrusion 107 or 205 in the above-described embodiment may be used in combination with each other.
  • the yield stress of the core 101 is made of a material lower than the yield stress of the metal joint 2
  • the same effect as in the first embodiment can be obtained regardless of the magnitude relationship of the yield stress. That is, the metal joint end surface 203 and the fuel seal portion (in this embodiment, the annular protrusion 107 or 205, which has a smaller sectional area than the area of the metal joint end surface 203 in order to locally increase the surface pressure, are formed thereby.
  • annular seal surface 108 ′ and a core end surface 105 having an area larger than the cross-sectional area of the fuel seal portion are provided, and the metal joint end surface 203 and the core end surface 105 communicate with each other via the annular seal surface 108 ′. Therefore, the same effect can be obtained regardless of whether the plastic deformation portion is an annular protrusion, a metal joint end surface or a core end surface, or both.
  • the unevenness of the annular seal surface 108 ′ is allowed by using plastic deformation, but the unevenness is originally small, and the welded portion 104 and the fuel passage 501 do not communicate with each other. If the surface pressure necessary for the fuel seal is obtained over the entire circumference, plastic deformation is not necessary.
  • the sealing surface is described as an annular shape, but the sealing surface may be formed so as not to communicate with the welded portion 104 and the fuel passage 501 with a polygon or an ellipse.
  • the annular protrusion 107 may be constituted by an annular protrusion member 701 using another member.
  • the protrusion may have the shape of the above-described embodiment, such as FIGS. 6 (a) to 6 (e).
  • a concave groove 702 is provided in the core end surface 105 and an annular projecting member 701 is fitted.
  • the annular protrusion 107 may be formed by surface treatment.
  • the core end surface 105 other than the protrusions 801 may be masked and subjected to surface treatment such as hard chrome plating or nickel plating.
  • surface treatment such as hard chrome plating or nickel plating.
  • an annular projection by surface treatment is provided on the metal joint end face 203.
  • the protrusions may have the shape of the previous embodiment.
  • Electromagnetic fuel injection valve 101 ... Core 102 ... Nozzle 103 ... Injection hole 104 ... Welding part 105 ... Core end surface 106 ... Core outer peripheral part 107 ... Ring-shaped protrusion 108 ... Projection tip 108 '... Ring-shaped sealing surface 109 ... Gap 2 ... Metal joint 201 ... Screw part 202 ... Tapered surface 203 ... Metal joint end face 204 ... Internal cylindrical part 205 ... Annular projection 3 ... Ball 301 ... Spherical surface 302 ... Metal seal part 4 ... Cap nut 401 ... Screw part 5 ... Fuel pipe 501 ... Fuel passage 6 ... Engine head 701 ... An annular projection member 702 ... A groove 801 on the recess 801 ... An annular projection

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Abstract

本発明では、電磁式燃料噴射弁を構成する部品の１つであるコア（１０１）をメタルジョイント（２）と溶接により接合し、メタルジョイント（２）とコア（１０１）との溶接部の融解量をメタルジョイント側の方がコア側よりも大きくし、さらに、メタルジョイント端面（２０３）と、前記メタルジョイント端面（２０３）の面積より断面積が小さい燃料シール部と、前記燃料シール部の断面積より面積が大きいコア端面（１０５）を備え、メタルジョイント端面（２０３）とコア端面（１０５）とは、前記燃料シール部を介して連通する構成とする。

Description

電磁式燃料噴射弁
　本発明は内燃機関、特にガソリンを用いた自動車用筒内噴射エンジンにおける燃料噴射弁に関するものである。
　内燃機関、特にガソリンを用いた自動車用筒内噴射システムに用いられる電磁式燃料噴射弁においては、排気ガス・燃費に対する規制や要求を満足するため、エンジン筒内に燃料圧力を従来よりも高圧で噴射することへの市場要求が高まっている。これは、燃料圧力が高いほど燃料の噴射速度が増し、空気との摩擦抵抗が大きくなり、燃料がより微粒化して燃焼性能が良くなるためである。
　このとき、従来の技術では特開2011-220259で示されるように、燃料配管と電磁式燃料噴射弁の接続部にOリングを用いてきたが、Oリングは燃料圧力が市場要求のある従来よりも大幅に高い場合に大きく変形してしまい、シール性の確保が困難となる。そこで、シール性を確保するため、燃料配管と電磁式燃料噴射弁の接続部におけるシール構造を特開2008-303810で示されるようなステンレス製のボール（燃料配管側）と、ボールと対向する円錐面を備えたメタルジョイント（電磁式燃料噴射弁側）との接触面を用いたメタルシール構造とする手段が知られている。メタルジョイントと電磁式燃料噴射弁との接合部にはシール性と共に高い強度が求められるため、前記の特許文献に示すようなネジによるメタルジョイントと電磁式燃料噴射弁との接続構造のように、一般的には従来よりも大型化する。しかし、エンジンレイアウト上、電磁式燃料噴射弁には小型化が求められている。また、電磁式燃料噴射弁はさらに、燃料配管側とは反対側のノズルをエンジンヘッドへ取り付けられて固定されるため、燃料配管と電磁式燃料噴射弁の位置ずれや直角度が大きいと、電磁式燃料噴射弁自身が、燃料配管とエンジンヘッドにより曲げられて、燃料噴射量のばらつきが大きくなるなどの性能悪化として悪影響が出る可能性がある。そのため、燃料配管と電磁式燃料噴射弁の接合部には高い取り付け精度が必要である。
特開2011-220259 特開2008-303810 特開2006-200454 特開2006-233866
　メタルジョイントと電磁式燃料噴射弁との接合部について、従来よりも高いシール性と強度を確保するためには、前記特許文献２に示すようにネジ構造などを用いるため、一般的には従来の前記特許文献１に示すOリング構造よりも大型化する。
　また、他の従来例では、ネジ構造よりも小型化するために前記特許文献３に示すような抵抗溶接をとる例がある。この場合、メタルジョイントと電磁式燃料噴射弁の位置ずれや直角度を小さくするために抵抗溶接をする平面の寸法精度を高くする必要がある。また、高い強度を確保するために溶接による溶け込み量を大幅に増すと、溶接後に発生する収縮による溶接歪により、溶接抵抗をする平面の寸法精度を高くしても位置ずれ量が大きくなる、または、直角度が大きくなる原因となる。
　また、同じく特許文献３では、抵抗溶接部より内径側に、抵抗溶接部とは別に燃料シール部を設けている実施例もある。しかし、この場合も寸法精度やシールのための面粗さ精度を高くする必要がある。寸法精度や面粗さ精度を高くすると生産性が悪化し、設備コストも増大する。また、燃料シール部にはシールに必要な面圧を発生させる必要があり、必要以上に高い荷重をかけたまま接合を行うため、設備コストの増大につながる。
　他の実施例では前記特許文献４に示すようなレーザ溶接による接合をとる場合もある。この例では、位置決めのためのザグリを設けているが、レーザ溶接位置で燃料シールをしているため、燃料圧力を受ける面積が広く、荷重が高くなる。
　そのため、溶接部に必要な強度が高くなる。この場合も前記の抵抗溶接の場合と同様に高い強度を確保するために溶接による溶け込み量を大幅に増すと、溶接後に発生する収縮による溶接歪により位置ずれ量が大きくなる、または、直角度が大きくなる原因となる。
　本発明では、電磁式燃料噴射弁を構成する部品の１つであるコアをメタルジョイントと溶接により接合し、メタルジョイントとコアとの溶接部の融解量をメタルジョイント側の方がコア側よりも大きくし、さらに、メタルジョイント端面と、前記メタルジョイント端面の面積より断面積が小さい燃料シール部と、前記燃料シール部の断面積より面積が大きいコア端面を備え、メタルジョイント端面とコア端面とは、前記燃料シール部を介して連通する構成とする。
　本発明によれば、前記燃料シール部において燃料をシールすることで燃料圧力を受ける面積を小さくし、燃料圧力による荷重を小さくできる。また、前記燃料シールに必要な面圧はメタルジョイントとコアとの接合のための溶接歪により発生する。その結果、メタルジョイントとコアとの接合部に必要なレーザ溶接強度を低減でき、溶接歪が小さくなり、燃料配管とコアとの位置ずれや直角度を、低コスト・省スペースで小さくできる。
本発明が実施される燃料噴射弁の全体を示す断面図 メタルジョイント２とコア１０１の断面の拡大図1 メタルジョイント２とコア１０１の断面の拡大図2 メタルジョイント２とコア１０１の断面の拡大図3 メタルジョイント２とコア１０１の断面の拡大図4 メタルジョイント２とコア１０１の断面の拡大図5 メタルジョイント２とコア１０１の断面の拡大図6 メタルジョイント２とコア１０１の断面の拡大図7 メタルジョイント２とコア１０１の断面の拡大図8 応力解析の例
　実施例の全体構成について図１を用いて説明する。以降の図は説明のため寸法を誇張して描いており、実際の縮尺とは異なる。
　図１の円筒形の燃料通路５０１には、図示しない高圧ポンプにより燃料が加圧されて、電磁式燃料噴射弁１へステンレス製の円筒形部材のコア１０１を通して供給される。電磁式燃料噴射弁１の下端部は円筒形でステンレス製のノズル１０２が備えられており、エンジンヘッド６により外周を拘束されている。ノズル１０２の下端には噴孔１０３が設けられており、供給された燃料は電磁式燃料噴射弁１により制御された量とタイミングで、図示しないエンジン筒内へ噴射される。
　配管５は燃料通路５０１を備えたステンレス製の円筒形部材である。下端には内径側に円筒形の燃料通路を備えたステンレス製のボール３が溶接により接合されている。
　ボール３はその下端面の球面３０１で、ステンレス製のメタルジョイント２の上端部の９０度の円錐状のテーパ面２０２と接触し、燃料シールのための円環状のメタルシール部３０２を構成している。
　袋ナット４はネジ部４０１と、メタルジョイント２のネジ部２０１により、ボール３とメタルジョイント２とを締め付ける構成であり、この締め付け力によりメタルシール部３０２へ燃料シールに必要な面圧を印加している。なお、メタルジョイント２と、コア１０１には、燃料通路５０１から連通する直径５mmの燃料通路が設けられている。
　メタルジョイント２の下端にはコア１０１の外周部１０６の外径約１０mmよりわずかに小径の内径円筒部２０４が設けられており、内径円筒部２０４と外周部１０６とが圧入勘合されている。
　ここで、第１実施例について図２～４を用いて説明する。
　第１実施例では、図２(a)に示すようにコア端面１０５に断面が三角形で、高さＸ=１mm、幅Ｙ=１mm、直径Ｄ=６mmの円環状の突起１０７が設けられている。コア１０１の降伏応力はメタルジョイント２の降伏応力よりも低い材料で構成されている。
　円環状の突起１０７は、メタルジョイント２の下端面２０３との対向面に設けられており、メタルジョイント２へコア１０１を圧入勘合する際に突起先端１０８は端面２０３と接触する。さらに荷重をかけることで図２(b)に示すように突起先端１０８を塑性変形させ、高さがＸ’=０．５mm程度になるまで圧入する。塑性変形の有無は圧入荷重やコア１０１の移動量によっても分かるが、断面カットして円環状の突起１０７の金属組織の状態を金属顕微鏡などで観察することでも確認できる。これにより、円環状の突起１０７は、端面２０３の面粗さや平面度が大きくても、凹凸が０．５mm以下であればその形状に沿って変形し、端面２０３と全周において接触する。また、円環状の突起１０７以外のコア端面１０５とメタルジョイント端面２０３との間には幅０．５mm程度の隙間１０９が備えられる。
　次に、コア１０１の圧入後、図３に示すように、溶接部１０４において、メタルジョイント２の外径約１２mmの外周側、メタルジョイント端面から約４mmの位置からレーザ溶接によりメタルジョイント２とコア１０１とを接合する。溶接深さＬ=１．５mm程度とすることで、コア１０１の外周部１０６より内径側である直径約９mmの位置にまで達している。このとき、メタルジョイント２とコア１０１との溶接部１０４を、
（メタルジョイント側の断面積Ａ１）＞（コア側の断面積Ａ２）
となるように溶接深さＬを含む溶接条件を定めている。
　このような溶接部１０４の構成とすることにより発生する荷重について、図４を用いて説明する。溶接部は溶接歪として、レーザにより材料が融解し、冷やされて凝固する際に収縮することが一般的に知られている。このとき、材料が融解した量が大きいほど溶接歪も大きくなり、溶接歪により発生する荷重も高くなる。
　ここで、材料が融解・凝固した量はそれぞれ、
（メタルジョイント側の融解量（体積））=（メタルジョイント側の断面積Ａ１）×（Ａ１の重心が描く周の長さＣ１）
（コア側の融解量（体積））=（コア側の断面積Ａ２）×（Ａ２の重心が描く周の長さＣ２）
（Ｃ１、Ｃ２は図示しない）で求められる。断面積Ａ１、Ａ２は溶接部１０４を断面カットして顕微鏡で観察することで容易に求められる。メタルジョイントとコアの溶接部は連続しており、溶接深さが小さいために、Ｃ１とＣ２の直径の差は小さいため、Ｃ１≒Ｃ２と近似できる。すると、それぞれの融解量は断面積Ａ１、Ａ２と比例関係である。上記より本実施例で溶接歪により発生する荷重は、
（メタルジョイント側の荷重Ｆ１）＞（コア側の荷重Ｆ２）
となる。このとき、メタルジョイント端面２０３とコアの円環状の突起１０７が圧縮される方向に溶接歪による荷重Ｆ３が加わる。
　本実施例での構成で有限要素法により応力解析を実施した例を図１０に示す。応力解析の条件は、説明のために円環状の突起１０７はなく、メタルジョイント端面２０３とコア端面１０５が全面で接触した状態で溶接歪が加わった場合である。図１０のグラフは横軸がメタルジョイント端面２０３もしくはコア端面１０５の径、縦軸にメタルジョイント端面２０３とコア端面１０５の接触面に発生する軸方向（紙面縦方向）の応力を示し、発生応力は＋側を圧縮、－側を引張として表示している。前記グラフより、溶接部１０９の溶接歪によりコア端面１０５とメタルジョイント端面２０３の接触面には、最外径の一部を除き圧縮応力がかかっていることが分かる。また、メタルジョイント端面２０３とコア端面１０５の接触面の全面にかかる荷重は圧縮方向にかかっている。
　この荷重Ｆ３が発生することで、円環状の突起１０７とメタルジョイント端面２０３の円環状の接触面には燃料シールに必要な面圧がかかる。
　燃料圧力により発生する荷重に対して、溶接部１０４に必要となる強度は、突起先端１０８が塑性変形してできた円環状のシール面１０８’の直径Ｄ’部の面積（πＤ’2／４）に、燃料圧力によりかかる荷重Ｆ４であり、下式で示される。
（燃料圧力による荷重Ｆ４）＝（πＤ’2／４）×（燃料圧力）
ここで、本実施例ではＤ'＝約５．５mmである。また、溶接部１０４で燃料シールする（円環状の突起部１０７がない）場合、シール部の直径はコアの外径である約１０mmとなるため燃料圧力を受ける面積が約７割小さい。そのため、突起部１０７を設けることにより燃料圧力により溶接部にかかる荷重を約７割低減できる。
　ここで、第２実施例について図５を用いて説明する。
図５(a)に示すようにメタルジョイント端面２０３に円環状の突起２０５を設ける。この場合、コア１０１の圧入によりコア端面１０５が変形し、図５(b)のように円環状の突起２０５がコア１０１へ食い込み、コア端面１０５に円環状のシール面１０８’ができる。
その他の構成・効果は実施例１と同様である。
　ここで、第３実施例について図６を用いて説明する。
　円環状の突起１０７の形状は図６(a)に示すような断面が台形の形状でも良い。また、同様に、図示しないが、長方形でも良い。図６(b)のように曲面形状でも第１実施例の場合と同様の効果が得られる。図示しないが、円環状の突起１０７は、コア端面１０５に複数備えられていても良い。図６(c)(d)(e)のようにコア端面１０５の全面で円環状の突起部１０７を、それぞれテーパ、テーパと平面、曲面で形成しても良い。
　ここで、第４実施例について図７を用いて説明する。
図７(a)(b)(c)に示すように、メタルジョイント端面２０３に円環状の突起２０５と、コア端面１０５に円環状の突起１０７を設ける。また、図７(d)(e)(f)に示すように、メタルジョイント端面２０３の全面で円環状の突起２０５と、コア端面１０５の全面で円環状の突起１０７を設けても良い。図示しないが、円環状の突起２０５、１０７は前述の実施例に示す形状でも良い。
　ここで、第５実施例について説明する。
　第１実施例ではＣ１≒Ｃ２と近似したが、近似前の融解量（体積）の関係は下記であった。
（メタルジョイント側の融解量（体積））=（メタルジョイント側の断面積Ａ１）×（Ａ１の重心が描く周の長さＣ１）
（コア側の融解量（体積））=（コア側の断面積Ａ２）×（Ａ２の重心が描く周の長さＣ２）
溶接部の融解量が大きいほど溶接歪も大きくなるため、前記溶接部の融解量を比較した下記の関係で構成しても良い。
（メタルジョイント側の融解量（体積））＞（コア側の融解量（体積））
　なお、前述の実施例における円環状の突起１０７もしくは２０５は、それぞれの構成を組み合わせて用いても良い。また、コア１０１の降伏応力はメタルジョイント２の降伏応力よりも低い材料で構成したが、降伏応力の大小関係によらず、第１実施例と同様の効果が得られる。つまり、メタルジョイント端面２０３と、局所的に面圧を高めるためにメタルジョイント端面２０３の面積より断面積が小さい燃料シール部（本実施例では円環状の突起１０７もしくは２０５と、それにより形成される円環状のシール面１０８’）と、前記燃料シール部の断面積より面積が大きいコア端面１０５を備え、メタルジョイント端面２０３とコア端面１０５とが、円環状のシール面１０８’を介して連通することが特徴であるため、塑性変形する箇所が円環状の突起であっても、メタルジョイント端面もしくはコア端面であっても、またはその両方であっても、同様の効果が得られる。
　また、上記実施例では生産性を向上するために塑性変形を利用して円環状のシール面１０８’の凹凸を許容したが、元々凹凸が少なく、溶接部１０４と燃料通路５０１とが連通せず、全周にわたって燃料シールに必要な面圧が得られれば塑性変形をしなくても良い。また、前記実施例ではシール面は円環状と記載したが、円でなくとも、多角形や楕円などで溶接部１０４と燃料通路５０１とが連通しないようにシール面を形成しても良い。
　ここで、第６実施例について図８を用いて説明する。
　円環状の突起１０７を、別部材を用いた円環状の突起部材７０１で構成しても良い。ここでも前述の実施例の場合と同様に、突起は図６(a)～(e)など、前記実施例の形状でも良い。また、位置決めによる組立性の向上を目的に、コア端面１０５に凹み状の溝７０２を設けて円環状の突起部材７０１をはめ込む構成とする。
　ここで、第７実施例について図９を用いて説明する。
　図９の円環状の突起８０１で示すように、前記の円環状の突起１０７を、表面処理により形成しても良い。突起８０１以外のコア端面１０５をマスキングし、硬質クロムメッキやニッケルメッキなどの表面処理を施しても良い。メタルジョイント端面２０３に表面処理による円環状の突起を設ける場合も同様である。ここでも前述の実施例の場合と同様に、突起は前記実施例の形状でも良い。
　以上の構成をとることで、メタルジョイントとコアの接合による位置ずれや直角度ずれを省スペース・低コストで抑制できる。
１…電磁式燃料噴射弁
１０１…コア
１０２…ノズル
１０３…噴孔
１０４…溶接部
１０５…コア端面
１０６…コア外周部
１０７…円環状の突起
１０８…突起先端
１０８’…円環状のシール面
１０９…隙間
２…メタルジョイント
２０１…ネジ部
２０２…テーパ面
２０３…メタルジョイント端面
２０４…内径円筒部
２０５…円環状の突起
３…ボール
３０１…球面
３０２…メタルシール部
４…袋ナット
４０１…ネジ部
５…燃料配管
５０１…燃料通路
６…エンジンヘッド
７０１…円環状の突起部材
７０２…凹み上の溝
８０１…円環状の突起

Claims (11)

  1. 　円筒形のコアと、前記コアの外径部に圧入勘合されるメタルジョイントとを備え、
    　前記メタルジョイントと前記コアとを、メタルジョイントの外周部からコア外周部より内径側へ連通するレーザ溶接により接合し、
    　メタルジョイント端面と、前記メタルジョイント端面の面積より断面積が小さい燃料シール部と、前記燃料シール部の断面積より面積が大きいコア端面を備え、
    　前記メタルジョイント端面と前記コア端面とは、前記燃料シール部を介して連通する構成とすることを特徴とする噴射弁。
  2. 　請求項１の噴射弁において、メタルジョイントとコアとの溶接部の断面を、（メタルジョイント側の断面積Ａ１）＞（コア側の断面積Ａ２）とすることを特徴とする噴射弁。
  3. 　請求項１の噴射弁において、前記燃料シール部は円環状の突起で構成されることを特徴とする噴射弁。
  4. 　請求項３の噴射弁において、前記円環状の突起の断面が、三角、台形、長方形、曲面で構成されることを特徴とする噴射弁。
  5. 　請求項３の噴射弁において、前記円環状の突起がメタルジョイント端面もしくはコア端面に設けられたことを特徴とする噴射弁。
  6. 　請求項３の噴射弁において、前記円環状の突起がメタルジョイント端面とコア端面の両方に設けられたことを特徴とする噴射弁。
  7. 　請求項３の噴射弁において、２個以上の複数個の前記円環状の突起が設けられたことを特徴とする噴射弁。
  8. 　請求項１の噴射弁において、メタルジョイントとコアのそれぞれの溶接部の体積を（メタルジョイント側の融解量（体積））＞（コア側の融解量（体積））と構成することを特徴とする噴射弁。
  9. 　請求項３の噴射弁において、前記円環状の突起部をコアもしくはメタルジョイントとは別部材とすることを特徴とする噴射弁。
  10. 　請求項２の噴射弁において、前記円環状の突起部を表面処理によりメタルジョイント端面もしくはコア端面に形成することを特徴とする噴射弁。
  11. 　請求項３の噴射弁において、前記円環状の突起がメタルジョイント端面もしくはコア端面の内周側に設けられたことを特徴とする噴射弁。
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