JP4292099B2 - Titanium alloy valve lifter for engine and manufacturing method thereof - Google Patents

Description

本発明はエンジン用チタン合金製バルブリフタおよびその製造方法に関する。   The present invention relates to a titanium alloy valve lifter for an engine and a method for manufacturing the same.

自動車等のエンジンにおいて、そのバルブリフタをチタン合金より構成すれば、その軽量化と高強度化を達成することができるのであるが、耐摩耗性については問題が残る。   In an engine such as an automobile, if the valve lifter is made of a titanium alloy, the weight can be reduced and the strength can be increased, but there remains a problem with respect to wear resistance.

そこで、バルブリフタとして、筒状部およびその筒状部の一端を閉鎖する端壁状部を持ち、且つチタン合金よりなるバルブリフタ本体と、動弁カムと摺動する摺動面を形成すべく、端壁状部外面に取付けられた、炭素鋼、ステンレス鋼等の硬質金属よりなるアジャスティングシムとを有し、またエンジン本体のガイド孔を摺動する摺動面を形成すべく、筒状部外周面を酸化膜により覆ったものが開発されている（特許文献１参照）。
特開平７−１３９３１４号公報 Therefore, as a valve lifter, an end wall is formed to have a cylindrical portion and an end wall portion that closes one end of the cylindrical portion, and to form a valve lifter body made of a titanium alloy and a sliding surface that slides with a valve cam. An outer periphery of the tubular portion is formed on the outer surface of the wall-like portion and has an adjusting shim made of a hard metal such as carbon steel or stainless steel, and forms a sliding surface that slides on the guide hole of the engine body. A film whose surface is covered with an oxide film has been developed (see Patent Document 1).
JP 7-139314 A

しかしながら、前記のように硬質金属、例えば鋼よりなるアジャスティングシムを用いると、バルブリフタの軽量化の目的が損なわれるだけでなく、そのバルブリフタの製造工数および製造コストの上昇を来たす、という問題を生じた。   However, the use of an adjusting shim made of a hard metal such as steel as described above not only impairs the purpose of reducing the weight of the valve lifter, but also increases the number of manufacturing steps and the manufacturing cost of the valve lifter. It was.

本発明は、軽量で、且つ高強度であり、その上、優れた摺動特性を有する、つまり良好な耐摩耗性を持つと共に相手材である動弁カムおよびガイド孔の孔壁に対する攻撃性の低い前記バルブリフタおよびその製造方法を提供することを目的とする。   The present invention is lightweight and high in strength, and also has excellent sliding characteristics, that is, good wear resistance and aggressiveness against the valve cam and the hole of the guide hole as a counterpart material. It is an object of the present invention to provide a low valve lifter and a method for manufacturing the same.

前記目的を達成するため第１発明によれば、筒状部およびその筒状部の一端を有するバルブリフタ本体がチタン合金よりなるエンジン用チタン合金製バルブリフタにおいて、動弁カムと摺動する摺動面を形成すべく前記端壁状部外面に形成された第１の硬化層と、エンジン本体のガイド孔を摺動する摺動面を形成すべく前記筒状部外周面に形成された第２の硬化層とを有し、前記第１及び第２の硬化層は、前記バルブリフタ本体に対する同種の表面硬化処理により形成されていて、前記第１の硬化層のビッカース硬さＨ₁ が５００ＨＶ０．１＜Ｈ₁ ≦８００ＨＶ０．１であり且つ前記第２の硬化層のビッカース硬さＨ₂ が３００ＨＶ０．１≦Ｈ₂ ≦５００ＨＶ０．１であることを特徴とするエンジン用チタン合金製バルブリフタが提供される。 To achieve the above object, according to the first aspect of the present invention, in a valve lifter made of titanium alloy for a valve lifter body made of a titanium alloy, the valve lifter body having one end of the tubular portion and a sliding surface sliding with the valve cam a first cured layer formed before Symbol end wall shaped outer surface to form a first formed before Symbol cylindrical outer peripheral surface to form a sliding surface that slides engine body guide hole 2, the first and second cured layers are formed by the same kind of surface curing treatment for the valve lifter body, and the first cured layer has a Vickers hardness H ₁ of 500 HV0. There is provided a titanium alloy valve lifter for an engine, wherein 1 <H ₁ ≦ 800 HV0.1 and the second hardened layer has a Vickers hardness H ₂ of 300HV0.1 ≦ H ₂ ≦ 500HV0.1. The

また第２発明によれば、第１発明の構成に加えて、前記チタン合金は、０．３０ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．５０ｗｔ％、０．２０ｗｔ％≦Ｏ≦０．７０ｗｔ％および不可避不純物を含む残部Ｔｉよりなる、エンジン用チタン合金製バルブリフタが提供される。 According to the second invention, in addition to the structure of the first invention , the titanium alloy includes 0.30 wt% ≦ Fe ≦ 1.50 wt%, 0.20 wt% ≦ O ≦ 0.70 wt% and inevitable impurities. There is provided a titanium alloy valve lifter made of the balance Ti for engine.

さらに第３発明によれば、エンジン本体のガイド孔内に挿入される筒状部と、その筒状部の一端を閉鎖して動弁カムと対向する端壁状部とを有するバルブリフタ本体がチタン合金よりなるエンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法において、前記筒状部に対応した筒部および前記端壁状部に対応した端壁部を持つチタン合金製バルブリフタ本体用素材の全体に、大気中にて１次酸化処理を施して、前記バルブリフタ本体用素材全面に１次酸化処理後の硬化層を形成された第１中間体を得る工程と、前記第１中間体の前記筒部の外周面に機械加工を施して、該筒部外周面の前記硬化層が除去された第２中間体を得る工程と、前記第２中間体の全体に、大気中にて２次酸化処理を施して、前記端壁部外面に第１の硬化層を形成し、前記筒部外周面に第２の硬化層を形成する工程とを用いて、前記第１の硬化層のビッカース硬さＨ₁ が５００ＨＶ０．１＜Ｈ₁ ≦８００ＨＶ０．１であり且つ前記第２の硬化層のビッカース硬さＨ₂ が３００ＨＶ０．１≦Ｈ₂ ≦５００ＨＶ０．１であるチタン合金製バルブリフタを得ることを特徴とするエンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法が提供される。 Further, according to the third invention, the valve lifter main body having a cylindrical portion inserted into the guide hole of the engine main body, and an end wall-shaped portion that closes one end of the cylindrical portion and faces the valve operating cam is made of titanium. In a manufacturing method of a titanium alloy valve lifter for an engine made of an alloy , the entire titanium alloy valve lifter body material having a cylindrical portion corresponding to the cylindrical portion and an end wall portion corresponding to the end wall-like portion in the atmosphere subjected to primary oxidation treatment in the obtaining a first during body valve lifter is formed a hardened layer after the primary oxidation treatment material over the entire surface for the body, the outer periphery of the tubular portion of the first intermediate Machining the surface to obtain a second intermediate from which the hardened layer on the outer peripheral surface of the cylindrical portion has been removed , and subjecting the entire second intermediate to a secondary oxidation treatment in the atmosphere. Forming a first hardened layer on the outer surface of the end wall portion, and With a step of forming a second cured layer on the peripheral surface, Vickers hardness H ₁ of the first cured layer 500HV0.1 <a H ₁ ≦ 800HV0.1 and the second cured layer A titanium alloy valve lifter having a Vickers hardness H ₂ of 300HV0.1 ≦ H ₂ ≦ 500HV0.1 is obtained.

さらにまた第４発明によれば、第１発明の構成に加えて、１次酸化処理を施す際の加熱温度Ｔ₁ をＴ₁ ≧６５０℃に設定し、２次酸化処理を施す際の加熱温度Ｔ₂ を４００℃＜Ｔ₂ ＜６５０℃に設定する、エンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法が提供される。 Furthermore, according to the fourth invention, in addition to the configuration of the first invention, the heating temperature T ₁ when performing the primary oxidation treatment is set to T ₁ ≧ 650 ° C., and the heating temperature when performing the secondary oxidation treatment the T ₂ is set to _{400 ℃ <T 2 <650 ℃} , the production method of the titanium alloy valve lifter for an engine is provided.

また第５発明によれば、第１発明の構成に加えて、前記チタン合金は、０．３０ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．５０ｗｔ％、０．２０ｗｔ％≦Ｏ≦０．７０ｗｔ％および不可避不純物を含む残部Ｔｉよりなる、エンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法が提供される。 According to the fifth invention, in addition to the structure of the first invention , the titanium alloy includes 0.30 wt% ≦ Fe ≦ 1.50 wt%, 0.20 wt% ≦ O ≦ 0.70 wt% and inevitable impurities. There is provided a method of manufacturing a valve lifter made of a titanium alloy for an engine, comprising the balance Ti.

さらにまた第６発明によれば、第１又は第２発明の構成に加えて、前記第１の硬化層と前記第２の硬化層の厚さを相異ならせたことを特徴とするエンジン用チタン合金製バルブリフタが提供される。Furthermore, according to the sixth invention, in addition to the structure of the first or second invention, the thickness of the first hardened layer and the second hardened layer are made different from each other. An alloy valve lifter is provided.

さらにまた第７発明によれば、第１，第２又は第６発明の構成に加えて、前記第１の硬化層の厚さを前記第２の硬化層のそれよりも厚くしたことを特徴とするエンジン用チタン合金製バルブリフタが提供される。Furthermore, according to the seventh invention, in addition to the structure of the first, second or sixth invention, the thickness of the first cured layer is made thicker than that of the second cured layer. A titanium alloy valve lifter for an engine is provided.

さらにまた第８発明によれば、第３，第４又は第５発明の構成に加えて、 第１発明の構成に加えて、前記バルブリフタ本体用素材は、チタン合金よりなる円盤形ビレット（２７）に対し温間鍛造を施して得たものであり、その温間鍛造の際の鍛造温度Ｔｆが３００℃≦Ｔｆ≦６００℃に設定されることを特徴とするエンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法が提供される。Furthermore, according to the eighth invention, in addition to the structure of the third, fourth or fifth invention, in addition to the structure of the first invention, the valve lifter body material is a disc-shaped billet (27) made of a titanium alloy. The forging temperature Tf at the time of the warm forging is set to 300 ° C. ≦ Tf ≦ 600 ° C., and the titanium alloy valve lifter manufacturing method for engines Is provided.

さらにまた第９発明によれば、第３，第４，第５又は第８発明の構成に加えて、前記２次酸化処理後の前記筒状部のひずみΔｒが、Δｒ≦１０μｍであることを特徴とするエンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法が提供される。Furthermore, according to the ninth invention, in addition to the configuration of the third, fourth, fifth or eighth invention, the strain Δr of the cylindrical portion after the secondary oxidation treatment is Δr ≦ 10 μm. Provided is a method for manufacturing a titanium alloy valve lifter for an engine.

さらにまた第１０発明によれば、第３，第４，第５，第８又は第９発明の構成に加えて、 第１発明の構成に加えて、前記１次酸化処理のための加熱時間を３〜５時間とし、また前記２次酸化処理のための加熱時間を５時間以上としたことを特徴とするエンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法が提供される。Further, according to the tenth invention, in addition to the structure of the third, fourth, fifth, eighth or ninth invention, in addition to the structure of the first invention, the heating time for the primary oxidation treatment is set. There is provided a method for manufacturing a titanium alloy valve lifter for an engine, characterized in that the heating time for the secondary oxidation treatment is 3 to 5 hours or more and 5 hours or more.

バルブリフタにおいて、動弁カムとの摺動面に要求される摺動条件はガイド孔との摺動面に要求される摺動条件よりも厳しい。   In the valve lifter, the sliding condition required for the sliding surface with the valve cam is stricter than the sliding condition required for the sliding surface with the guide hole.

第１発明においては、動弁カムに対応する第１の硬化層のビッカース硬さＨ₁ を、ガイド孔に対応する第２の硬化層のビッカース硬さＨ₂ よりも高く設定し、また両ビッカース硬さＨ₁ 、Ｈ₂ を前記のように特定したので、良好な耐摩耗性を持つと共に相手材である動弁カムおよびガイド孔の孔壁に対する攻撃性が低い、つまり優れた摺動特性を有する、軽量で、且つ高強度なエンジン用チタン合金製バルブリフタを提供することができる。 In the first invention, the Vickers hardness H ₁ of the first hardened layer corresponding to the valve cam is set to be higher than the Vickers hardness H ₂ of the second hardened layer corresponding to the guide hole, and both Vickers Since the hardness H ₁ and H ₂ are specified as described above, they have good wear resistance and low attack against the valve cam and guide hole wall as the counterpart material, that is, excellent sliding characteristics. It is possible to provide a lightweight and high strength titanium alloy valve lifter for an engine.

このチタン合金製バルブリフタの重量は量産スチール製バルブリフタの６０％に低減される。   The weight of the titanium alloy valve lifter is reduced to 60% of the mass produced steel valve lifter.

ただし、第１の硬化層のビッカース硬さＨ₁ がＨ₁ ≦５００ＨＶ０．１ではその硬化層、つまり動弁カムとの摺動面が摩耗し易くなり、一方、Ｈ₁ ＞８００ＨＶ０．１では第１の硬化層が剥離し易くなる。また第２の硬化層のビッカース硬さＨ₂ がＨ₂ ＜３００ＨＶ０．１ではその硬化層、つまりガイド孔との摺動面が摩耗し易くなり、一方、Ｈ₂ ＞５００ＨＶ０．１ではガイド孔の孔壁が摩耗し易くなる。 However, when the Vickers hardness H ₁ of the first hardened layer is H ₁ ≦ 500 HV0.1, the hardened layer, that is, the sliding surface with the valve cam is likely to be worn, whereas when H ₁ > 800 HV0.1, 1 hardened layer becomes easy to peel. When the Vickers hardness H ₂ of the second hardened layer is H ₂ <300 HV0.1, the hardened layer, that is, the sliding surface with the guide hole is easily worn, whereas when H ₂ > 500 HV0.1, the guide hole The hole wall is easily worn.

第３発明において、前記のように特定された手段を採用すると、前記構成のバルブリフタを容易に製造することができる。また１次および２次酸化処理を大気中にて行うので、処理コストが安価であって、バルブリフタの製造コストを低減する上で有効である。   In the third invention, when the means specified as described above is employed, the valve lifter having the above-described configuration can be easily manufactured. Further, since the primary and secondary oxidation treatments are performed in the atmosphere, the treatment cost is low, and it is effective in reducing the manufacturing cost of the valve lifter.

さらに筒部に機械加工を行った後、その筒部に２次酸化処理を施し、しかもその加熱温度を前記のように１次酸化処理のそれよりも低く設定したので、筒状部に生じるひずみを極力抑制しつつ第２の硬化層を形成して、寸法精度の高いバルブリフタを得ることができる。   Furthermore, after machining the cylindrical portion, the cylindrical portion was subjected to secondary oxidation treatment, and the heating temperature was set lower than that of the primary oxidation treatment as described above, so that the strain generated in the cylindrical portion was A valve lifter with high dimensional accuracy can be obtained by forming the second hardened layer while suppressing as much as possible.

このように第３発明によれば、軽量で、且つ高強度であり、その上、優れた摺動特性を有する、つまり良好な耐摩耗性を持つと共に相手材である動弁カムおよびガイド孔の孔壁に対する攻撃性の低いバルブリフタを量産することができる。このバルブリフタの製造コストは、レース用チタン合金製バルブリフタの製造コストの１０分の１以下、また量産スチール製バルブリフタのそれの２〜３倍以内に抑えられ、よって、このバルブリフタは低燃費車やスポーツモデルに十分適用可能である。 As described above, according to the third aspect of the present invention, the weight of the valve cam and the guide hole, which are light weight and high strength, and also have excellent sliding characteristics, that is, good wear resistance and the counterpart material. It is possible to mass-produce valve lifters that are less aggressive against the hole wall. The production cost of this valve lifter is less than one-tenth of the production cost of titanium alloy valve lifters for racing, and within 2 to 3 times that of mass-produced steel valve lifters. It is fully applicable to the model.

この第３発明の実施において、第４発明のような温度管理を行うことは極めて有効である。   In the implementation of the third invention, it is extremely effective to perform the temperature management as in the fourth invention.

第２、第５発明において、このチタン合金は、合金元素としてＡｌを含まないので、特に２次酸化処理において、その加熱温度Ｔ₂ を前記のように低く設定しても高い耐摩耗性と、優れた耐剥離性を有する第２の硬化層を形成することができ、また良好な温間鍛造性を有する。 In the second and fifth inventions, this titanium alloy does not contain Al as an alloy element, and therefore, particularly in the secondary oxidation treatment, even if the heating temperature T ₂ is set low as described above, high wear resistance, A second hardened layer having excellent peel resistance can be formed, and has good warm forgeability.

チタン合金において、Ｆｅは粒界でβ相を形成し、α相結晶粒の粗大化を防ぐと共に、β相自体の変形が容易であることから鍛造性を改善するといった作用をなす。ただし、Ｆｅ含有量がＦｅ＜０．３０ｗｔ％では温間鍛造性が低下して鍛造割れが発生し易くなり、一方、Ｆｅ＞１．５０ｗｔ％では温間鍛造中における変形抵抗が急増するため、素材の変形量が制約を受け、また金型への負荷が大となってその寿命が短くなる。ＯはＴｉに固溶して合金の強度を上げるだけでなく、素材と酸化膜の酸素量の差が小さくなるため、硬化層の剥離を抑制することで、耐摩耗性を向上させるといった作用をなす。ただし、Ｏ含有量がＯ＜０．２０ｗｔ％では前記耐摩耗性が低下する。一方、Ｏ＞０．７０ｗｔ％では温間鍛造中における変形抵抗が急増するため、素材の変形量が制約を受け、また金型への負荷が大となってその寿命が短くなる。   In a titanium alloy, Fe forms a β phase at the grain boundary, prevents the α phase crystal grains from becoming coarse, and improves the forgeability because the β phase itself is easily deformed. However, when the Fe content is Fe <0.30 wt%, the warm forgeability is reduced and forging cracks are likely to occur. On the other hand, when Fe> 1.50 wt%, the deformation resistance during warm forging increases rapidly. The amount of deformation of the material is limited, and the load on the mold is increased, resulting in a shortened life. O not only increases the strength of the alloy by solid solution in Ti, but also reduces the difference in oxygen content between the material and the oxide film, thereby suppressing the peeling of the hardened layer, thereby improving the wear resistance. Eggplant. However, when the O content is O <0.20 wt%, the wear resistance decreases. On the other hand, when O> 0.70 wt%, the deformation resistance during warm forging increases rapidly, so that the amount of deformation of the material is restricted, and the load on the mold is increased, shortening its life.

図１は、エンジンとしてのＤＯＨＣ型エンジン１の排気側を示しており、そのエンジン本体２はシリンダブロック３と、そのシリンダブロック３に結合されたシリンダヘッド４とよりなる。シリンダブロック３にピストン５が摺動可能に嵌合され、ピストン５とシリンダヘッド４との間に燃焼室６が形成される。シリンダヘッド４には、燃焼室６の天井面に開口する排気弁口７と、その排気弁口７に通じる排気ポート８が設けられている。排気弁口７は排気弁９により開閉され、そのステム１０は、シリンダヘッド４に圧入されたガイド筒１１に摺動自在に嵌合される。   FIG. 1 shows an exhaust side of a DOHC type engine 1 as an engine. The engine body 2 includes a cylinder block 3 and a cylinder head 4 coupled to the cylinder block 3. A piston 5 is slidably fitted to the cylinder block 3, and a combustion chamber 6 is formed between the piston 5 and the cylinder head 4. The cylinder head 4 is provided with an exhaust valve port 7 that opens to the ceiling surface of the combustion chamber 6 and an exhaust port 8 that communicates with the exhaust valve port 7. The exhaust valve port 7 is opened and closed by an exhaust valve 9, and its stem 10 is slidably fitted to a guide cylinder 11 press-fitted into the cylinder head 4.

ガイド筒１１から突出したステム１０の端部に、二つ割りコッタ１２を介してスプリングリテーナ１３が固定されており、このスプリングリテーナ１３と、それと対向するようにシリンダヘッド４に支持されたばね受部材１４との間に、ステム１０を囲繞するコイル状弁ばね１５が圧縮状態で設けられている。これにより排気弁９が常時閉弁方向に付勢される。   A spring retainer 13 is fixed to the end of the stem 10 protruding from the guide cylinder 11 via a split cotter 12, and the spring retainer 13 and a spring receiving member 14 supported by the cylinder head 4 so as to face the spring retainer 13. The coiled valve spring 15 surrounding the stem 10 is provided in a compressed state. As a result, the exhaust valve 9 is normally urged in the valve closing direction.

バルブリフタ１６は、弁ばね１５の上部、スプリングリテーナ１３およびステム１０の上部をインナーシムａを介して覆うと共に動弁カム１７およびシリンダヘッド４のガイド孔１８とそれぞれ摺動関係にある。この場合、動弁カム１７はねずみ鋳鉄、合金鋳鉄、鋼（炭素鋼、Ｃｒ鋼、Ｃｒ−Ｍｏ鋼）等より構成され、またシリンダヘッド４、つまりガイド孔１８の孔壁はＡｌ合金より構成される。以上のように排気側についてのみ説明したが、上記構成は吸気側についても同様である。   The valve lifter 16 covers the upper part of the valve spring 15, the spring retainer 13, and the upper part of the stem 10 via the inner shim a, and is in sliding relation with the valve operating cam 17 and the guide hole 18 of the cylinder head 4. In this case, the valve cam 17 is made of gray cast iron, alloy cast iron, steel (carbon steel, Cr steel, Cr—Mo steel) or the like, and the cylinder head 4, that is, the hole wall of the guide hole 18 is made of Al alloy. The Although only the exhaust side has been described as described above, the above configuration is the same for the intake side.

図２に明示するように、バルブリフタ１６は、シリンダヘッド４のガイド孔１７内に挿入される筒状部（実施例では円筒形）１９およびその筒状部１９の一端を閉鎖する端壁状部２０を持ち、且つチタン合金よりなる。バルブリフタ１６が動弁カム１７と摺動する摺動面、つまりカム摺動面２２には、端壁状部２０外表面に形成された第１の酸化膜２３ａと、第１の酸化膜と素材間に形成される第１の拡散層２３ｂとにより構成される第１の硬化層が形成される。バルブリフタ１６がシリンダヘッド４のガイド孔１８と摺動する摺動面、つまり孔壁摺動面２４には、筒状部１９外周面に形成された第２の酸化膜２５ａと、第２の酸化膜と素材間に形成される第２の拡散層２５ｂとにより構成される第２の硬化層が形成される。実施例ではバルブリフタ１６の内面全体が第１の硬化層２３に形成されており、端壁状部２０内面に在る中央突起２６の端面が第１の硬化層２３を介してインナーシムａに当接する。   As clearly shown in FIG. 2, the valve lifter 16 includes a cylindrical portion (cylindrical in the embodiment) 19 inserted into the guide hole 17 of the cylinder head 4 and an end wall-shaped portion that closes one end of the cylindrical portion 19. 20 and made of a titanium alloy. The sliding surface on which the valve lifter 16 slides with the valve drive cam 17, that is, the cam sliding surface 22, includes a first oxide film 23 a formed on the outer surface of the end wall-shaped portion 20, a first oxide film, and a material. A first hardened layer constituted by the first diffusion layer 23b formed therebetween is formed. The sliding surface on which the valve lifter 16 slides with the guide hole 18 of the cylinder head 4, that is, the hole wall sliding surface 24, has a second oxide film 25 a formed on the outer peripheral surface of the cylindrical portion 19, and a second oxidation film. A second hardened layer constituted by the film and the second diffusion layer 25b formed between the materials is formed. In the embodiment, the entire inner surface of the valve lifter 16 is formed on the first hardened layer 23, and the end surface of the central protrusion 26 on the inner surface of the end wall-shaped portion 20 contacts the inner shim a via the first hardened layer 23. Touch.

第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ と第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ との間にはＨ₁ ＞Ｈ₂ の関係を成立させてある。即ち、第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ は５００ＨＶ０．１＜Ｈ₁ ≦８００ＨＶ０．１であり、一方、第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ は３００ＨＶ０．１≦Ｈ₂ ≦５００ＨＶ０．１に設定される。 The Vickers hardness H ₁ of the first hardened layer 23 between the Vickers hardness of H ₂ second hardened layer 25 are allowed to establish a relationship of H _1> H _2. That is, the Vickers hardness H ₁ of the first hardened layer 23 is 500HV0.1 <H ₁ ≦ 800HV0.1, while the Vickers hardness H ₂ of the second hardened layer 25 is 300HV0.1 ≦ H ₂ ≦ Set to 500HV0.1.

バルブリフタ１６において、動弁カム１７と摺動するカム摺動面２２に要求される摺動条件はガイド孔１８と摺動する孔壁摺動面２４に要求される摺動条件よりも厳しい。そこで、動弁カム１７に対応する第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ を、ガイド孔１８に対応する第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ よりも高く設定し、また両ビッカース硬さＨ₁ 、Ｈ₂ を前記のように特定したものであり、これにより良好な耐摩耗性を持つと共に相手材である動弁カム１７およびガイド孔１８の孔壁に対する攻撃性が低い、つまり優れた摺動特性を有する、軽量で、且つ高強度なチタン合金製バルブリフタ１６を提供することができる。 In the valve lifter 16, the sliding condition required for the cam sliding surface 22 that slides with the valve cam 17 is stricter than the sliding condition required for the hole sliding surface 24 that slides with the guide hole 18. Therefore, the Vickers hardness H ₁ of the first hardened layer 23 corresponding to the valve cam 17 is set higher than the Vickers hardness H _{2 of} the second hardened layer 25 corresponding to the guide hole 18, and both Vickers The hardnesses H ₁ and H ₂ are specified as described above, thereby having good wear resistance and low attack against the hole walls of the valve cam 17 and the guide hole 18 which are counterpart materials. A lightweight and high strength titanium alloy valve lifter 16 having excellent sliding characteristics can be provided.

このようなバルブリフタ１６は、図３、図４に示す各工程を経て製造される。   Such a valve lifter 16 is manufactured through the steps shown in FIGS.

（ａ）工程
図３（ａ）に示すように、チタン合金よりなる丸棒から円盤形ビレット２７を切出し、次いでそのビレット２７に潤滑処理を施す。 (A) Process As shown to Fig.3 (a), the disk-shaped billet 27 is cut out from the round bar which consists of titanium alloys, and lubrication processing is given to the billet 27 next.

（ｂ）工程
ビレット２７を鍛造温度Ｔｆに加熱し、次いでそのビレット２７に温間鍛造を施して、図３（ｂ）に示すバルブリフタ本体用素材２８を得る。その素材２８は、シリンダヘッド４のガイド孔１８内に挿入される筒部２９およびその筒部２９の一端を閉鎖して動弁カム１７と対向する端壁部３０を持つ。この場合、鍛造温度Ｔｆは３００℃≦Ｔｆ≦６００℃に設定される。鍛造温度ＴｆがＴｆ＜３００℃では変形抵抗が高く、金型の負荷が大きい。一方、Ｔｆ＞６００℃では加熱中に表面に酸化膜が生じ、鍛造時にこの酸化膜に発生する亀裂を起点に割れが生じやすくなる。 (B) Process The billet 27 is heated to the forging temperature Tf, and then the billet 27 is warm-forged to obtain a valve lifter body material 28 shown in FIG. The material 28 has a cylindrical portion 29 inserted into the guide hole 18 of the cylinder head 4 and an end wall portion 30 that closes one end of the cylindrical portion 29 and faces the valve cam 17. In this case, the forging temperature Tf is set to 300 ° C. ≦ Tf ≦ 600 ° C. When the forging temperature Tf is Tf <300 ° C., the deformation resistance is high and the load on the mold is large. On the other hand, when Tf> 600 ° C., an oxide film is formed on the surface during heating, and cracks tend to occur starting from cracks generated in the oxide film during forging.

（ｃ）工程
バルブリフタ本体用素材２８の筒部２９外周面、端壁部３０外面および筒部２９の環状端面に機械加工を施して、図３（ｃ）に示すように１次酸化処理にて生じる歪みを除去するのに十分な削り代を形成すべく、バルブリフタ完成寸法より外径を大きく設定した所定寸法に仕上げられたバルブリフタ本体用素材２８を製作し、次いでそのバルブリフタ本体用素材２８に洗浄処理を施す。 (C) Process Machining is performed on the outer peripheral surface of the cylindrical portion 29, the outer surface of the end wall portion 30 and the annular end surface of the cylindrical portion 29 of the valve lifter body material 28, and as shown in FIG. In order to form a machining allowance sufficient to eliminate the generated distortion, a valve lifter body material 28 finished to a predetermined dimension having a larger outer diameter than the valve lifter completed dimension is manufactured, and then the valve lifter body material 28 is cleaned. Apply processing.

（ｄ）工程
バルブリフタ本体用素材２８を大気雰囲気下の加熱炉内に設置して、その素材２８に、大気中にて加熱温度Ｔ₁ をＴ₁ ≧６５０℃に設定した１次酸化処理を施し、図４（ｄ）に示すように、バルブリフタ素材２８全面に１次酸化処理後の硬化層３５を形成された第１中間体３１を得る。この場合、１次酸化処理後の硬化層３５は素材２８の全面に形成された酸化膜３５ａと、酸化膜３５ａと素材２８間に形成された拡散層３５ｂとにより構成される。 (D) Process The valve lifter body material 28 is placed in a heating furnace in an air atmosphere, and the material 28 is subjected to a primary oxidation process in which the heating temperature T ₁ is set to T ₁ ≧ 650 ° C. in the air. As shown in FIG. 4D, a first intermediate 31 is obtained in which the cured layer 35 after the primary oxidation treatment is formed on the entire surface of the valve lifter material 28. In this case, the cured layer 35 after the primary oxidation treatment includes an oxide film 35 a formed on the entire surface of the material 28 and a diffusion layer 35 b formed between the oxide film 35 a and the material 28.

（ｅ）工程
第１中間体３１をセンタレス研削装置に設置し、次いでその装置を作動させ、図４（ｅ）に示すように、筒部２９外周面側に存する削り代分だけ研削して第２中間体３２を製作し、その後第２中間体３２に洗浄処理を施す。 (E) Process First intermediate body 31 is installed in a centerless grinding apparatus, and then the apparatus is operated, and as shown in FIG. 4 (e), grinding is performed for the machining allowance existing on the outer peripheral surface side of cylindrical portion 29. The second intermediate body 32 is manufactured, and then the second intermediate body 32 is washed.

（ｆ）工程
第２中間体３２を前記の大気雰囲気下の加熱炉内に設置して、その第２中間体３２に、大気中にて、加熱温度Ｔ₂ を４００℃＜Ｔ₂ ＜６５０℃に設定した２次酸化処理を施し、図４（ｆ）に示すように、カム摺動面２２およびバルブリフタ１６の内面全体に第１の硬化層２３を形成し、筒部２９外周面に第２の硬化層２５を形成する。第１の硬化層２３は、１次酸化処理および２次酸化処理により形成された第１の酸化膜２３ａと、第１の酸化膜と素材間に形成される第１の拡散層２３ｂとにより構成される。また、第２の硬化層２５は２次酸化処理により形成された第２の酸化膜２５ａと、第２の酸化膜と素材間に形成される第２の拡散層２５ｂとにより構成される。 Step (f) by installing a second intermediate 32 in a heating furnace of an air atmosphere of the, to the second intermediate 32, in the atmosphere, the heating temperature _{T 2 400 ℃ <T 2 <} 650 ℃ 4 (f), the first hardened layer 23 is formed on the entire inner surface of the cam sliding surface 22 and the valve lifter 16, and the second outer peripheral surface of the cylindrical portion 29 is formed. The hardened layer 25 is formed. The first hardened layer 23 includes a first oxide film 23a formed by the primary oxidation process and the secondary oxidation process, and a first diffusion layer 23b formed between the first oxide film and the material. Is done. The second hardened layer 25 includes a second oxide film 25a formed by a secondary oxidation process and a second diffusion layer 25b formed between the second oxide film and the material.

前記チタン合金としては、０．３０ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．５０ｗｔ％、０．２０ｗｔ％≦Ｏ≦０．７０ｗｔ％および不可避不純物を含む残部Ｔｉよりなるものが好適である。   The titanium alloy is preferably made of 0.30 wt% ≦ Fe ≦ 1.50 wt%, 0.20 wt% ≦ O ≦ 0.70 wt% and the balance Ti containing inevitable impurities.

以下、具体例について説明する。   Hereinafter, specific examples will be described.

〔Ａ〕バルブリフタ１６の製造
（ａ）〜（ｃ）工程：０．９６ｗｔ％Ｆｅ、０．２８ｗｔ％Ｏおよび不可避不純物を含む残部Ｔｉよりなるチタン合金より構成された外径Ｄａ ２６mm、高さＨｃ ２１mmのバルブリフタ素材２８を製作．
（ｄ）工程…１次酸化処理；加熱温度Ｔ₁ ≧６５０℃．
（ｅ）工程…センタレス研削条件：筒部２９外周面側に存する削り代分だけ研削．
（ｆ）工程…２次酸化処理：加熱温度Ｔ₂ ４００℃＜Ｔ₂ ＜６５０℃．
〔Ｂ〕ビッカース硬さおよびひずみの測定
バルブリフタ１６の各例について、第１および第２の硬化層２３、２５、つまりカム摺動面２２および孔壁摺動面２４のビッカース硬さ（ＨＶ０．１、試験荷重：０．９８０７Ｎ）Ｈ₁ 、Ｈ₂ をそれぞれ測定し、また第２の硬化層２５を有する筒状部１９のひずみ（第２の硬化層２５外周面の真円度）Δｒを測定した。 [A] Manufacture of valve lifter 16 Steps (a) to (c): Outer diameter Da 26 mm, height Hc made of titanium alloy composed of 0.96 wt% Fe, 0.28 wt% O and the balance Ti containing inevitable impurities Manufactured 21mm valve lifter material 28.
(D) Step: primary oxidation treatment; heating temperature T ₁ ≧ 650 ° C.
(E) Process: Centerless grinding condition: Grinding for the machining allowance existing on the outer peripheral surface of the cylindrical portion 29.
(F) Process ... Secondary oxidation treatment: Heating temperature T ₂ 400 ° C. <T ₂ <650 ° C.
[B] Measurement of Vickers hardness and strain For each example of the valve lifter 16, the Vickers hardness (HV0.1) of the first and second hardened layers 23, 25, that is, the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24, , Test load: 0.9807 N) Measure H ₁ and H _2, and measure strain (roundness of the outer peripheral surface of the second hardened layer 25) Δr of the cylindrical portion 19 having the second hardened layer 25. did.

〔Ｃ〕モータリングテスト
バルブリフタ１６の各例を、図１のＤＯＨＣ型エンジン１と同様の構造を有する、１０００ｃｃ、４気筒エンジンに組込んで、低粘度の劣化エンジンオイルを用いて摩耗評価モードでモータリングテストを行い、バルブリフタ１６のカム摺動面２２および孔壁摺動面２４における摩耗の有無ならびに相手部材である動弁カム１７およびガイド孔１８孔壁における摩耗の有無を調べた。この場合、動弁カム１７はカム山部を鋳造時に冷し金により硬化させた鋳鉄（ＪＩＳ ＦＣ３００）より構成され、またシリンダヘッド４、つまりガイド孔１８の孔壁はＡｌ合金（ＪＩＳ ＡＣ２Ｂ相当）より構成された。 [C] Motoring test Each example of the valve lifter 16 is incorporated into a 1000 cc, 4-cylinder engine having the same structure as the DOHC type engine 1 of FIG. A motoring test was conducted to examine the presence / absence of wear on the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24 of the valve lifter 16 and the presence / absence of wear on the valve cam 17 and the guide hole 18 which are counterpart members. In this case, the valve cam 17 is made of cast iron (JIS FC300) in which the cam crest is cooled during casting and hardened by gold, and the hole wall of the cylinder head 4, that is, the guide hole 18, is an Al alloy (equivalent to JIS AC2B). Consists of.

〔Ｄ−１〕バルブリフタの例（１）〜（６）について
表１は、１次酸化処理条件とセンタレス研削前の筒部２９のひずみΔｒを示す。 [D-1] Examples of valve lifters (1) to (6) Table 1 shows primary oxidation conditions and strain Δr of the cylindrical portion 29 before centerless grinding.

この〔Ｄ−１〕においては、１次酸化処理の加熱温度Ｔ₁ を例（１）〜（６）について変化させる一方、加熱時間ｔ₁ を例（１）〜（６）について一定とした。 In the [D-1], while changing an example the heating temperature T ₁ of the primary oxidation process (1) to (6), the heating time t ₁ was constant for Example (1) to (6).

表２は、２次酸化処理条件と２次酸化処理後の筒状部１９のひずみΔｒを示す。   Table 2 shows the secondary oxidation treatment conditions and the strain Δr of the cylindrical portion 19 after the secondary oxidation treatment.

この〔Ｄ−１〕においては、例（１）〜（６）について２次酸化処理の加熱温度Ｔ₂ および加熱時間ｔ₂ をそれぞれ一定とした。この２次酸化処理後の筒状部１９のひずみΔｒはΔｒ≦１０μｍであれば実用上問題は無い。 In [D-1], the heating temperature T ₂ and the heating time t ₂ of the secondary oxidation treatment were kept constant for Examples (1) to (6). If the strain Δr of the cylindrical portion 19 after the secondary oxidation treatment is Δr ≦ 10 μm, there is no practical problem.

表３は、カム摺動面２２および孔壁摺動面２４のビッカース硬さＨ₁ 、Ｈ₂ と、モータリングテストにおけるカム摺動面２２および孔壁摺動面２４ならびに相手部材である動弁カム１７およびガイド孔１８孔壁の摩耗の有無を示す。 Table 3 shows the Vickers hardness H ₁ and H ₂ of the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24, the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24 in the motoring test, and the valve that is the counterpart member. The presence or absence of wear of the cam 17 and the guide hole 18 hole wall is shown.

表３から明らかなように、１次酸化処理において、加熱時間ｔ₁ を一定にすると共に加熱温度Ｔ₁ を漸次上昇させると、第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ を漸次高くすることができる。また例（１）〜（５）のごとく、第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ を５００ＨＶ０．１＜Ｈ₁ ≦８００ＨＶ０．１に、一方、第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ を３００ＨＶ０．１≦Ｈ₂ ≦５００ＨＶ０．１にそれぞれ設定すると、カム摺動面２２および孔壁摺動面２４の耐摩耗性を向上させると共に動弁カム１７およびガイド孔１８孔壁に対する攻撃性を低減することができる。 As is apparent from Table 3, in the primary oxidation treatment, when the heating time t ₁ is made constant and the heating temperature T ₁ is gradually increased, the Vickers hardness H ₁ of the first hardened layer 23 is gradually increased. Can do. Further, as in Examples (1) to (5), the Vickers hardness H ₁ of the first cured layer 23 is set to 500HV0.1 <H ₁ ≦ 800 HV0.1, while the Vickers hardness H of the second cured layer 25 is set. When ₂ is set to the 300HV0.1 ≦ H ₂ ≦ 500HV0.1, aggressiveness against the valve operating cam 17 and the guide hole 18 hole wall improves the wear resistance of the cam sliding face 22 and the bore wall sliding surface 24 Can be reduced.

例（６）においては第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ がＨ₁ ＞８００ＨＶ０．１であることから、その硬化層２３がモータリングテスト中に剥離した。この場合、動弁カム１７の摩耗量は測定しなかった。 In Example (6), since the Vickers hardness H ₁ of the first cured layer 23 is H ₁ > 800 HV0.1, the cured layer 23 was peeled off during the motoring test. In this case, the amount of wear of the valve cam 17 was not measured.

〔Ｄ−２〕バルブリフタの例（７）〜（１４）について
表４は、１次および２次酸化処理条件と２次酸化処理後の筒状部１９のひずみΔｒを示す。 [D-2] Examples of Valve Lifter (7) to (14) Table 4 shows primary and secondary oxidation treatment conditions and strain Δr of the cylindrical portion 19 after the secondary oxidation treatment.

この〔Ｄ−２〕においては、１次酸化処理の加熱温度Ｔ₁ を例（７）〜（１４）について変化させる一方、加熱時間ｔ₁ を例（７）〜（１４）について一定とし、且つ〔Ｄ−１〕の場合よりも長くした。２次酸化処理の加熱温度Ｔ₂ および加熱時間ｔ₂ はそれぞれ一定とした。ただし、加熱温度Ｔ₂ は〔Ｄ−１〕の場合よりも高い。 In the [D-2], while changing the heating temperature T ₁ of the primary oxidation process example (7) to (14), the heating time t ₁ is constant for an example (7) to (14), and The length was longer than in the case of [D-1]. Heating temperature T ₂ and the heating time t ₂ of the secondary oxidation treatment was respectively constant. However, the heating temperature T ₂ is higher than that of [D-1].

表５は、カム摺動面２２および孔壁摺動面２４のビッカース硬さＨ₁ 、Ｈ₂ と、モータリングテストにおけるカム摺動面２２および孔壁摺動面２４ならびに相手部材である動弁カム１７およびガイド孔１８孔壁の摩耗の有無を示す。 Table 5 shows the Vickers hardness H ₁ and H ₂ of the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24, the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24 in the motoring test, and the valve that is the counterpart member. The presence or absence of wear of the cam 17 and the guide hole 18 hole wall is shown.

表５から明らかなように、１次加熱処理の加熱時間ｔ₁ を〔Ｄ−１〕の場合よりも長くすると、同一加熱温度Ｔ₁ において第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ を高くすることができる。また２次加熱処理の加熱温度Ｔ₂ を〔Ｄ−１〕の場合よりも高くすると、同一加熱時間ｔ₂ において第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ を高くすることができる。さらに、例（８）〜（１３）のごとく、第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ を５００ＨＶ０．１＜Ｈ₁ ≦８００ＨＶ０．１に、一方、第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ を３００ＨＶ０．１≦Ｈ₂ ≦５００ＨＶ０．１にそれぞれ設定すると、カム摺動面２２および孔壁摺動面２４の耐摩耗性を向上させると共に動弁カム１７およびガイド孔１８孔壁に対する攻撃性を低減することができる。 As is apparent from Table 5, when the heating time t ₁ of the primary heat treatment is made longer than in the case of [D-1], the Vickers hardness H ₁ of the first hardened layer 23 is increased at the same heating temperature T ₁ . can do. Further, when higher than the case of the heating temperature T ₂ of the secondary heat treatment [D-1], it is possible to increase the Vickers hardness of H ₂ second hardened layer 25 in the same heating time t _2. Furthermore, as in Examples (8) to (13), the Vickers hardness H ₁ of the first cured layer 23 is set to 500HV0.1 <H ₁ ≦ 800 HV0.1, while the Vickers hardness of the second cured layer 25 is set. When H ₂ is set to 300 HV0.1 ≦ H ₂ ≦ 500 HV0.1, the wear resistance of the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24 is improved and the valve cam 17 and the guide hole 18 are attacked against the hole wall. Can be reduced.

例（７）においては第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ がＨ₁ ≦５００ＨＶ０．１であることから、その硬化層２３がモータリングテスト中に摩耗した。この場合、動弁カム１７の摩耗量は測定しなかった。また例（１４）においては第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ がＨ₁ ＞８００ＨＶ０．１であることから、その硬化層２３がモータリングテスト中に剥離した。この場合、動弁カム１７の摩耗量は測定しなかった。 In Example (7), since the Vickers hardness H ₁ of the first cured layer 23 is H ₁ ≦ 500 HV0.1, the cured layer 23 was worn during the motoring test. In this case, the amount of wear of the valve cam 17 was not measured. In Example (14), since the Vickers hardness H ₁ of the first cured layer 23 is H ₁ > 800 HV0.1, the cured layer 23 was peeled off during the motoring test. In this case, the amount of wear of the valve cam 17 was not measured.

〔Ｄ−３〕バルブリフタの例（１５）〜（２０）について
表６は、１次および２次酸化処理条件と２次酸化処理後の筒状部１９のひずみΔｒを示す。〔Ｄ−３〕には例（５）に関するデータも掲載されている。 [D-3] Examples of Valve Lifter (15) to (20) Table 6 shows primary and secondary oxidation treatment conditions and strain Δr of the cylindrical portion 19 after the secondary oxidation treatment. [D-3] also contains data on Example (5).

この〔Ｄ−３〕においては、例（１５）〜（２０）について１次酸化処理の加熱温度Ｔ₁ および加熱時間ｔ₁ をそれぞれ一定とした。それら温度Ｔ₁ および時間ｔ₁ は例（５）の場合と同じである。２次酸化処理の加熱温度Ｔ₂ は例（１５）〜（２０）について変化させる一方、加熱時間ｔ₂ は例（１５）〜（２０）について一定とした。その時間ｔ₂ は例（５）の場合と同じである。 In [D-3], the heating temperature T ₁ and the heating time t ₁ of the primary oxidation treatment were kept constant for Examples (15) to (20). These temperature T ₁ and time t ₁ are the same as in the case of Example (5). Heating temperature T ₂ of the second oxidation treatment while varying the example (15) - (20), the heating time t ₂ was fixed for example (15) - (20). The time t ₂ is the same as in the case of the example (5).

表７は、カム摺動面２２および孔壁摺動面２４のビッカース硬さＨ₁ 、Ｈ₂ と、モータリングテストにおけるカム摺動面２２および孔壁摺動面２４ならびに相手部材である動弁カム１７およびガイド孔１８孔壁の摩耗の有無を示す。 Table 7 shows the Vickers hardness H ₁ and H ₂ of the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24, the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24 in the motoring test, and the valve that is the counterpart member. The presence or absence of wear of the cam 17 and the guide hole 18 hole wall is shown.

表７から明らかなように、２次酸化処理において、加熱時間ｔ₂ を一定にすると共に加熱温度Ｔ₂ を漸次上昇させると、第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ を漸次高くすることができる。また例（５）、（１６）、（１７）のごとく、第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ を５００ＨＶ０．１＜Ｈ₁ ≦８００ＨＶ０．１に、一方、第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ を３００ＨＶ０．１≦Ｈ₂ ≦５００ＨＶ０．１にそれぞれ設定すると、カム摺動面２２および孔壁摺動面２４の耐摩耗性を向上させると共に動弁カム１７およびガイド孔１８孔壁に対する攻撃性を低減することができる。 As apparent from Table 7, in the secondary oxidation treatment, when the heating time t ₂ is made constant and the heating temperature T ₂ is gradually increased, the Vickers hardness H ₂ of the second hardened layer 25 is gradually increased. Can do. Further, as in Examples (5), (16), and (17), the Vickers hardness H ₁ of the first cured layer 23 is set to 500HV0.1 <H ₁ ≦ 800HV0.1, while the second cured layer 25 When the Vickers hardness H ₂ is set to 300HV0.1 ≦ H ₂ ≦ 500HV0.1, the wear resistance of the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24 is improved, and the valve cam 17 and the guide hole 18 are provided. Aggressiveness against the wall can be reduced.

例（１５）においては第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ がＨ₂ ＜３００ＨＶ０．１であることから、その硬化層２５がモータリングテスト中に摩耗した。この場合、ガイド孔１８孔壁の摩耗量は測定しなかった。また例（１８）、（１９）、（２０）においては第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ がＨ₂ ＞５００ＨＶ０．１であると共に筒状部１９のひずみΔｒがΔｒ＞１０μであることから、孔壁摺動面２４は摩耗しなかったが、ガイド孔１８孔壁が摩耗した。 In Example (15), since the Vickers hardness H ₂ of the second hardened layer 25 is H ₂ <300HV0.1, the hardened layer 25 was worn during the motoring test. In this case, the wear amount of the guide hole 18 hole wall was not measured. In Examples (18), (19), and (20), the Vickers hardness H ₂ of the second hardened layer 25 is H ₂ > 500 HV0.1, and the strain Δr of the cylindrical portion 19 is Δr> 10 μ. Therefore, the hole wall sliding surface 24 did not wear, but the guide hole 18 hole wall was worn.

〔Ｄ−４〕バルブリフタの例（２１）〜（２４）について
表８は、１次および２次酸化処理条件と２次酸化処理後の筒状部１９のひずみΔｒを示す。この〔Ｄ−４〕には例（１６）に関するデータも掲載されている。 [D-4] Examples of valve lifter (21) to (24) Table 8 shows the primary and secondary oxidation conditions and the strain Δr of the cylindrical portion 19 after the secondary oxidation. This [D-4] also contains data on Example (16).

この〔Ｄ−４〕においては、例（２１）〜（２４）について１次酸化処理の加熱温度Ｔ₁ および加熱時間ｔ₁ をそれぞれ一定とした。それら温度Ｔ₁ および時間ｔ₁ は例（１６）の場合と同じである。２次酸化処理の加熱温度Ｔ₂ を例（２２）〜（２４）について一定にする一方、加熱時間ｔ₂ を例（２２）〜（２４）について変化させた。その温度Ｔ₂ は例（１６）の場合と同じである。例（２１）の場合は、加熱温度Ｔ₂ が例（２２）等に比べて低く、加熱時間ｔ₂ は長く、例（２３）と同じである。 In [D-4], the heating temperature T ₁ and the heating time t ₁ of the primary oxidation treatment were kept constant for Examples (21) to (24). These temperature T ₁ and time t ₁ are the same as in the case of Example (16). While constant for example the heating temperature T ₂ of the second oxidation process (22) to (24), and the heating time t ₂ is changed for example (22) - (24). The temperature T ₂ is the same as in Example (16). In the case of the example (21), the heating temperature T ₂ is lower than that in the example (22) and the heating time t ₂ is long, which is the same as the example (23).

表９は、カム摺動面２２および孔壁摺動面２４のビッカース硬さと、モータリングテストにおけるカム摺動面２２および孔壁摺動面２４ならびに相手部材である動弁カム１７およびガイド孔１８孔壁の摩耗の有無を示す。   Table 9 shows the Vickers hardness of the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24, the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24 in the motoring test, and the valve cam 17 and the guide hole 18 as counterpart members. Indicates the presence or absence of wear on the hole wall.

表９から明らかなように、例（１６）、（２２）〜（２４）のごとく、第２酸化処理における加熱温度Ｔ₂ を一定にすると共に加熱時間ｔ₂ を漸次長くすると、第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ を漸次高くすることができる。例（２１）の場合は、加熱温度Ｔ₂ が低いので、加熱時間ｔ₂ を長くしても第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ は高くならない。また例（１６）、（２２）〜（２４）のごとく、第１の硬化層２３のビッカース硬さＨ₁ を５００ＨＶ０．１＜Ｈ₁ ≦８００ＨＶ０．１に、一方、第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ を３００ＨＶ０．１≦Ｈ₂ ≦５００ＨＶ０．１にそれぞれ設定すると、カム摺動面２２および孔壁摺動面２４の耐摩耗性を向上させると共に動弁カム１７およびガイド孔１８孔壁に対する攻撃性を低減することができる。 As apparent from Table 9, as shown in Examples (16) and (22) to (24), when the heating temperature T ₂ in the second oxidation treatment is made constant and the heating time t ₂ is gradually increased, the second curing is performed. The Vickers hardness H _{2 of the} layer 25 can be gradually increased. Examples case (21), the heating temperature T ₂ is low, the Vickers hardness of H ₂ second hardened layer 25 be longer the heating time t ₂ is not high. Further, as in Examples (16) and (22) to (24), the Vickers hardness H ₁ of the first cured layer 23 is set to 500HV0.1 <H ₁ ≦ 800HV0.1, while the second cured layer 25 When the Vickers hardness H ₂ is set to 300HV0.1 ≦ H ₂ ≦ 500HV0.1, the wear resistance of the cam sliding surface 22 and the hole wall sliding surface 24 is improved, and the valve cam 17 and the guide hole 18 are provided. Aggressiveness against the wall can be reduced.

例（２１）においては第２の硬化層２５のビッカース硬さＨ₂ がＨ₂ ＜３００ＨＶ０．１であることから、その硬化層２５がモータリングテスト中に摩耗した。この場合、ガイド孔１８孔壁の摩耗量は測定しなかった。 In Example (21), since the Vickers hardness H ₂ of the second cured layer 25 is H ₂ <300HV0.1, the cured layer 25 was worn during the motoring test. In this case, the wear amount of the guide hole 18 hole wall was not measured.

次に、ビレット２７の材質、つまりチタン合金の組成と、温間鍛造性およびカム摺動面の耐摩耗性との関係等を調べるため、各種材質のビレット２７を用いて前記同様の方法で各種バルブリフタ１６を製造した。ただし、１次酸化処理の加熱温度Ｔ₁ は７５０℃に、また加熱時間ｔ₁ は３時間にそれぞれ設定され、一方、２次酸化処理の加熱温度Ｔ₂ は６００℃に、また加熱時間ｔ₂ は１８時間にそれぞれ設定された。 Next, in order to examine the relationship between the material of the billet 27, that is, the composition of the titanium alloy, the warm forgeability and the wear resistance of the cam sliding surface, various methods are used in the same manner as described above using the billet 27 of various materials. A valve lifter 16 was manufactured. However, the primary heating temperature T ₁ of the oxidation treatment 750 ° C., also the heating time t ₁ is set to the 3 hours, whereas, the heating temperature T ₂ of the secondary oxidation treatment to 600 ° C., also the heating time t ₂ Was set at 18 hours, respectively.

表１０はビレット２７の材質と、温間鍛造性およびカム摺動面の耐摩耗性との関係を示す。   Table 10 shows the relationship between the material of the billet 27 and the warm forgeability and the wear resistance of the cam sliding surface.

表１０から明らかなように、ビレット２７の例（３）〜（１０）のごとく、Ｆｅ含有量を０．３０ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．５０ｗｔ％に、またＯ含有量を０．２０ｗｔ％≦０≦０．７０ｗｔ％に設定すると、良好な温間鍛造性および耐摩耗性が得られる。ビレットの例（１２）はＯ含有量が０＜０．２０ｗｔ％であることから耐摩耗性が低下する。   As is apparent from Table 10, as in the cases (3) to (10) of the billet 27, the Fe content is 0.30 wt% ≦ Fe ≦ 1.50 wt%, and the O content is 0.20 wt% ≦ 0. When set to ≦ 0.70 wt%, good warm forgeability and wear resistance can be obtained. In the billet example (12), since the O content is 0 <0.20 wt%, the wear resistance is lowered.

ＤＯＨＣ型エンジンの要部断面図である。It is principal part sectional drawing of a DOHC type engine. バルブリフタの断面図である。It is sectional drawing of a valve lifter. バルブリフタの製造工程前半の説明図である。It is explanatory drawing of the manufacturing process first half of a valve lifter. バルブリフタの製造工程後半の説明図である。It is explanatory drawing of the latter half of the manufacturing process of a valve lifter.

符号の説明Explanation of symbols

２……………エンジン本体
１６…………バルブリフタ
１７…………動弁カム
１８…………ガイド孔
１９…………筒状部
２０…………端壁状部
２２…………カム摺動面
２３…………第１の硬化層
２４…………孔壁摺動面
２５…………第２の硬化層
２８…………バルブリフタ素材
２９…………筒部
３０…………端壁部
３１…………第１中間体
３２…………第２中間体 2 ………… Engine body 16 ………… Valve lifter 17 ………… Valve cam 18 ………… Guide hole 19 ………… Cylindrical part 20 ………… End wall part 22 ………… ... cam sliding surface 23 ............ first hardened layer 24 ............ hole wall sliding face 25 ............ second hardened layer 28 ............ valve lifter material 29 ............ cylinder 30 ………… End wall 31 ………… First intermediate 32 ………… Second intermediate

Claims (10)

筒状部（１９）およびその筒状部（１９）の一端を閉鎖する端壁状部（２０）を有するバルブリフタ本体（２１）がチタン合金よりなるエンジン用チタン合金製バルブリフタにおいて、
動弁カム（１７）と摺動する摺動面を形成すべく前記端壁状部（２０）外面に形成された第１の硬化層（２３）と、エンジン本体（２）のガイド孔（１８）を摺動する摺動面を形成すべく前記筒状部（１９）外周面に形成された第２の硬化層（２５）とを有し、
前記第１及び第２の硬化層（２３，２５）は、前記バルブリフタ本体（２１）に対する同種の表面硬化処理により形成されていて、前記第１の硬化層（２３）のビッカース硬さＨ₁ が５００ＨＶ０．１＜Ｈ₁ ≦８００ＨＶ０．１であり且つ前記第２の硬化層（２５）のビッカース硬さＨ₂ が３００ＨＶ０．１≦Ｈ₂ ≦５００ＨＶ０．１であることを特徴とするエンジン用チタン合金製バルブリフタ。 In a valve lifter made of a titanium alloy for an engine in which a valve lifter body (21) having a tubular portion (19) and an end wall-shaped portion (20) for closing one end of the tubular portion (19) is made of a titanium alloy,
The valve operating cam (17) prior to form a sliding surface which slides with SL end wall shaped portion (20) first hardened layer formed on the outer surface (23), the guide hole of the engine body (2) ( a 18) before Symbol tubular portion to form a sliding surface that slides (19) a second cured layer formed on the outer peripheral surface and (25),
Said first and second hardened layer (23, 25), said valve lifter be formed by surface hardening treatment of the same type with respect to the main body (21), Vickers hardness H ₁ of the first hardened layer (23) Titanium alloy for an engine, wherein 500HV0.1 <H ₁ ≦ 800HV0.1 and the second hardened layer (25) has a Vickers hardness H ₂ of 300HV0.1 ≦ H ₂ ≦ 500HV0.1 Made of valve lifter. 前記チタン合金は、０．３０ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．５０ｗｔ％、０．２０ｗｔ％≦Ｏ≦０．７０ｗｔ％および不可避不純物を含む残部Ｔｉよりなる、請求項１記載のエンジン用チタン合金製バルブリフタ。   2. The valve lifter made of titanium alloy for an engine according to claim 1, wherein the titanium alloy is made of 0.30 wt% ≦ Fe ≦ 1.50 wt%, 0.20 wt% ≦ O ≦ 0.70 wt% and the balance Ti containing inevitable impurities. エンジン本体（２）のガイド孔（１８）内に挿入される筒状部（１９）と、その筒状部（１９）の一端を閉鎖して動弁カム（１７）と対向する端壁状部（２０）とを有するバルブリフタ本体（２１）がチタン合金よりなるエンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法において、
前記筒状部（１９）に対応した筒部（２９）および前記端壁状部（２０）に対応した端壁部（３０）を持つチタン合金製バルブリフタ本体用素材（２８）の全体に、大気中にて１次酸化処理を施して、前記バルブリフタ本体用素材（２８）全面に１次酸化処理後の硬化層（３５）を形成された第１中間体（３１）を得る工程と、
前記第１中間体（３１）の前記筒部（２９）の外周面に機械加工を施して、該筒部（２９）外周面の前記硬化層（３５）が除去された第２中間体（３２）を得る工程と、
前記第２中間体（３２）の全体に、大気中にて２次酸化処理を施して、前記端壁部（３０）外面に第１の硬化層（２３）を形成し、前記筒部（２９）外周面に第２の硬化層（２５）を形成する工程とを用いて、
前記第１の硬化層（２３）のビッカース硬さＨ₁ が５００ＨＶ０．１＜Ｈ₁ ≦８００ＨＶ０．１であり且つ前記第２の硬化層（２５）のビッカース硬さＨ₂ が３００ＨＶ０．１≦Ｈ₂ ≦５００ＨＶ０．１であるチタン合金製バルブリフタを得ることを特徴とする、エンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法。 A cylindrical portion (19) inserted into the guide hole (18) of the engine body (2) and an end wall-shaped portion facing one end of the cylindrical portion (19 ) and facing the valve cam (17). In the manufacturing method of a valve lifter made of a titanium alloy for an engine, wherein the valve lifter body (21) having (20) is made of a titanium alloy,
The whole of the cylindrical portion corresponding to the cylindrical portion (19) (29) and said end wall-like portion (20) of titanium alloy valve lifter main body material with the end wall (30) corresponding to (28), the air subjected to primary oxidation treatment at medium, and obtaining the valve lifter main body material (28) first during body formed a hardened layer after the entire surface to the primary oxidation process (35) (31),
The second intermediate body (32) obtained by machining the outer peripheral surface of the cylindrical portion (29) of the first intermediate body (31) and removing the hardened layer (35) on the outer peripheral surface of the cylindrical portion (29). )
The entire second intermediate (32) is subjected to a secondary oxidation treatment in the atmosphere to form a first hardened layer (23) on the outer surface of the end wall (30), and the cylindrical portion (29). And a step of forming the second hardened layer (25) on the outer peripheral surface,
It said first Vickers hardness H ₂ is 300HV0.1 ≦ H of the hardened layer Vickers hardness H ₁ (23) 500HV0.1 <a H ₁ ≦ 800HV0.1 and the second hard layer (25) _{2. A} method for producing a titanium alloy valve lifter for an engine, wherein a titanium alloy valve lifter satisfying ≦ 500HV0.1 is obtained. １次酸化処理を施す際の加熱温度Ｔ₁ をＴ₁ ≧６５０℃に設定し、２次酸化処理を施す際の加熱温度Ｔ₂ を４００℃＜Ｔ₂ ＜６５０℃に設定する、請求項３記載のエンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法。 The heating temperature T ₁ when performing the primary oxidation treatment is set to T ₁ ≧ 650 ° C., and the heating temperature T ₂ when performing the secondary oxidation treatment is set to 400 ° C. <T ₂ <650 ° C. 5. The manufacturing method of the valve lifter made from the titanium alloy for engines of description. 前記チタン合金は、０．３０ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．５０ｗｔ％、０．２０ｗｔ％≦Ｏ≦０．７０ｗｔ％および不可避不純物を含む残部Ｔｉよりなる、請求項３または４記載のエンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法。   5. The engine titanium alloy according to claim 3, wherein the titanium alloy includes 0.30 wt% ≦ Fe ≦ 1.50 wt%, 0.20 wt% ≦ O ≦ 0.70 wt%, and the balance Ti containing inevitable impurities. Manufacturing method of valve lifter. 前記第１の硬化層（２３）と前記第２の硬化層（２５）の厚さを相異ならせたことを特徴とする、請求項１又は２に記載のエンジン用チタン合金製バルブリフタ。The valve lifter made of a titanium alloy for an engine according to claim 1 or 2, wherein the first hardened layer (23) and the second hardened layer (25) have different thicknesses. 前記第１の硬化層（２３）の厚さを前記第２の硬化層（２５）のそれよりも厚くしたことを特徴とする、請求項１，２又は６に記載のエンジン用チタン合金製バルブリフタ。The valve lifter made of a titanium alloy for an engine according to claim 1, 2 or 6, wherein the thickness of the first hardened layer (23) is thicker than that of the second hardened layer (25). . 前記バルブリフタ本体用素材（２８）は、チタン合金よりなる円盤形ビレット（２７）に対し温間鍛造を施して得たものであり、その温間鍛造の際の鍛造温度Ｔｆが３００℃≦Ｔｆ≦６００℃に設定されることを特徴とする、請求項３〜５の何れか１項に記載のエンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法。The valve lifter body material (28) is obtained by warm forging a disc-shaped billet (27) made of a titanium alloy, and the forging temperature Tf during the warm forging is 300 ° C. ≦ Tf ≦ It is set to 600 degreeC, The manufacturing method of the valve lifter made from the titanium alloy for engines of any one of Claims 3-5 characterized by the above-mentioned. 前記２次酸化処理後の前記筒状部（１９）のひずみΔｒが、Δｒ≦１０μｍであることを特徴とする、請求項３〜５，８の何れか１項に記載のエンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法。9. The engine titanium alloy product according to claim 3, wherein a strain Δr of the cylindrical portion (19) after the secondary oxidation treatment is Δr ≦ 10 μm. Manufacturing method of valve lifter. 前記１次酸化処理のための加熱時間（ｔHeating time for the primary oxidation treatment (t _{1 1} ）を３〜５時間とし、また前記２次酸化処理のための加熱時間（ｔ) For 3 to 5 hours, and the heating time for the secondary oxidation treatment (t _{2 2} ）を５時間以上としたことを特徴とする、請求項３〜５，８，９の何れか１項に記載のエンジン用チタン合金製バルブリフタの製造方法。) For 5 hours or longer, The method for manufacturing a titanium alloy valve lifter for an engine according to any one of claims 3 to 5, 8, and 9.

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