WO1997001696A1

WO1997001696A1 - Piece coulissante en ceramique

Info

Publication number: WO1997001696A1
Application number: PCT/JP1996/001727
Authority: WO
Inventors: Masamichi Yamagiwa; Takao Nishioka; Hisao Takeuchi; Akira Yamakawa
Original assignee: Sumitomo Electric Industries, Ltd.
Priority date: 1995-06-26
Filing date: 1996-06-21
Publication date: 1997-01-16
Also published as: EP0778398A1; JP2897428B2; CN1155918A; EP0778398A4; CN1081291C; US5809842A; KR100246706B1; KR970705692A

Description

明細書

セラミック摺動部品技術分野

本発明は Θ動車エンジンの動弁系部品、カムフォロワ一やロッカーァーム等の措動部材、およびエンジン内の油圧回路と駆動部品間に配される揩動部材、とりわけ金属母材とセラミック摺動部材を接合した構造よりなるタぺットゃエンジンの駆動系を利用した油圧回路のビストンに用いた場合にその効用を発現する。

背景技術

自動車エンジン部品に代表される機械摺動部品は、偏摩耗、片当りを防止するために摺動部品の組み合わせの一方に凸形のクラウニング形状を設ける場台が多い。例えば特開昭 6 3 - 2 2 5 7 2 8には摺動面に接合母材よりも熱膨張率の小さい耐摩耗性部材を加熱接合し、熱膨張差により摺動面にクラゥニング形状を設けることを開示している。これは研磨等の機械加工によらずクラウニング形状を設け、摺動時の片当りを防止できる揩動部品を低コストで提供できる製法を開示したものである。又、当該特許には耐摩耗性部材として窒化ゲイ素、炭化ケィ素、サイァ口ン等のセラミック材料を用いることも開示している。

一方、近年地球環境問題から自動車の排ガスに関する規制強化が急務となっており、特にディーゼルエンジンにおいては N Ο _χ (窒素酸化物）および Ρ Ζ Μ (パティキユレ一トマタ一）の排出低減が検討されている。その対応策として E G R (排ガス循環）機構をエンジン排気系に付属させ Ν Ο _χ 低減が検討されているが、排ガス成分の循環からエンジンオイルの化学的劣化や Ρ / Μ混入によりオイルが汚染され、これがェンジン摺動部品の異常摩耗を生じさせる問題となっている。

これらの問題を解決するために、穏やかなクラウニングを設けること

1

訂正された紙 ( 9ΐ) が提案されたが、十分ではなかった。例えば耐摩耗性の高い窒化ゲイ素セラミック材料等を摺動面材料として用いた場合、相手摺動部品である金属材料より硬度が高いため、クラウニング形状がその中心線に対して変形した場合、措動時の接触面や接触面圧が変動し、特に相手摺動金属部品の偏摩耗やピッチング、フレツティング等の疲労摩耗が生じる。

ここで中心線とは、該摺動部品が使用時に回転する場合には回転軸とる。

本発明は、上記偏摩耗や疲労摩耗を生じないようなクラウニング形状を有するセラミック摺動部品を提供しょうとするものである。

発明の開示

上記課題を解決するための本発明の構成は、特許請求の範囲に記載のとおりの摺動部品である。摺動面に窒化ゲイ素系材料と、摺動面材料よりも熱膨張率の大きい金属製本体とを接合し、摺動面材料の摺動面にクラゥニング形状を設けた摺動部品において、該クラゥニング形状の中心線に対し紬対称の任意の 2点におけるクラウニング量の差異が 2点のクラウニング量の平均値に対して 1 0 %以上、 5 0 %以下である。これを図 1に示すディーゼル O H V方式エンジンのタぺット部品で説明をする _c 図 1では窒化ゲイ素系材料よりなる搢動面材 1は所定のシフト量をもつて摺動する相手カム 2により回転力が加わり、摺動面材のクラウニング形状の中心線を軸として回転運動することにより偏摩耗ゃ片当りを防止するタぺット部品の基本構造を示している。更に図 2にはこの摺動面の拡大図を示す。本発明では図 2中に示すクラゥニング形状の中心線に対し軸対称の任意の 2点 A , Bにおけるクラウニング量 d a及び d bの差異（d a— d b ) の絶対値が、 2点のクラウニング量の平均値（d a + d b ) 2に対して、次の（1 ) 式の関係を満足することが必要である o d a— d b

10(¾) X100(%)≤50(%)

(d a + d b)

2

(1) 式ここで、（1) 式において当該値が 50%を越えると、回転中にカム面との接触面や接触面積が変動することや、接触面圧の変動により、とくにカム面に偏摩耗やピッチング、フレツティング摩耗等が発生し好ましくない。一方、当該値 10 %未満に規定するためには、当該クラウ二ングの偏差の形状精度を確保するために、接合精度の向上（例えば通常のロー接加工の場合には、口一材厚みの均一化による精度向上等が考えられる）や特殊な機械加工（例えばクラウニング形状精度を転写した総型ダイヤモンド砥石による NC研削加工等が考えられる）が必要となり、製造原価増大等、経済性の点で問題がある。またこの製造原価に比較して、相手金属摺動部材の耐摩耗性は顕著には変化しないため、いわゆるコストパフォ一マンスの点で劣るため好ましくない。

特に、摺動部品では潤滑条件が厳し、ため潤滑油を摺動部に供給する必要があり接合面付近に図 3のように油穴 4を設ける場合がある。この場合、金属製本体に油穴があくとその部分で剛性が局所的に変化しクラゥニングが変形するので開けられた油穴は、油穴の直径 dと油穴の数 n (n≥ 1 ) が

1. 金属製本体直径 Dと d² X n/D= 0. 07〜： L. 4の範囲にある

2. 金属製本体全長 Lと d² X n /L = 0. 05〜 1. 05の範囲にある

3. 油穴があけられている箇所の金属製本体の最小肉厚 Wと d² X n /W= 1. 3〜26の範囲にある 4 . 接合される摺動部材の厚み tの関係が d ² X n Z t = l〜2〇の範囲にある

5 . 金属製本体の接台面から油穴中心までの距離 Aの関係が d ² X n / A = 0 . 2〜4 . 2の範囲にある

ことが好ましい。

範囲の下限を下回ると、油穴の直径が小さくなつてしまい、粘性を有する潤滑油が流れ難くなり潤滑に支障をきたし、金属製本体ゃ摺動部材の摩耗や焼きつきなどが生じたり、穴あけ加工が難しくなり製造コスト上好ましくない。範囲の上限を上回ると、油穴の直径が大きくなり、金属製本体の剛性が部分的に変化するのでクラゥニングが変形し精度が保てなくなり、相手摺動金属部品の偏摩耗などが生じてしまう。油穴の直径と個数は、本発明で規定した範囲内で適時選択すれば良く、油穴を大きくしたい場合には範囲の上限付近になるようにする力、、個数を少なくすることにより対応すればよい。ただし、穴径を小さくして穴数を増やすことは、範囲内であっても穴を加工する際の工程数の増加から製造コス卜の上昇を招き好ましくない。

油穴をあけるのは、穴をあけたことによつて得られるクラウニングの軸対称精度が本発明の範囲内であれば、摺動面材料を接合する前後どちらでもかまわなないが、接合後では接合によりバランスした接合体の剛性を局所的に変化させてしまうので、接合工程前にあけるよりもクラウニングに対する影響が大きく、接合前にあける方が好ましい。

また、油穴 4が複数個ある場合は全て摺動面材 1と金属製本体 3との接合面 5から等距離にある方が好ましいが、クラウニング精度に影響を与えなければ、必ずしも等距離でなくてもよい。油穴径も、クラウニング精度に影響を与えなければ同一径でなくてもよいが、製造上は全て同じであることが好ましい。また、本発明は金属製本体の構造が摺動面の直径方向に対して 2回対称以上であることにより達成される。クラウニングは、接合された金属製本体と摺動部材の剛性のバランスにより形成されるため、対称性が不十分であると対称性を乱している部分でクラウニングが変形してしまう。

したがって、油穴をあける場合には金属性本体の対称性を保っために

2ケ以上の油穴を開けることがより好ましい。

穴径ゃ個数は本発明の範囲であればよい。

—方、油圧回路のビストンゃタぺッ卜などのように図 4に示すようなキノコ状の場合は、金属製本体 8のスライダー部 6の直径（D 2) と力サ部 7の直径（D 1) との寸法比 D 2 ZD 1が 0. 5以上で、かつスライダ一部の直径（D 2) とカザ部最大厚さ（A 2) との寸法比 D 2/A 2が . 5以上にするのがよい。 D 2/D 1が◦. 5未満では、金属製本体のカザ部の張り出しが大きくなるため、変形が大きくクラウニングが安定せず、軸対称精度が保てなくなる。この寸法比は、 ◦. 625を越えるのがさらに好ましいが、金属製本体がキノコ状であるため、上限は 1未満となる。 D 2ノ A 2が 6. 5未満の場合でも、スライダー部の直径が小さくなるので、上の場合と同様にカザ部張り出しが大きくなつてしまい好ましくない。なお、カザ部最大厚さは摺動面材料との接合面からスライダー部と同一の直径になる箇所までの厚みを意味する。

さらに、スライダー部の長さ（L 1) は、摺動箇所であるため機能上適当な長さを有することが必要であるが、カザ部最大厚み（A2) の 1〇倍未満では金属製本体の剛性が小さく、変形が大きくなり好ましくない。

カザ部とスライダ一部をつなぐ箇所の形状は、摺動部品の使用状況により異なる力く、図 5 (1) , (2) のように平坦でもテーパーがついていても良い。カザ部をストッパーとして用いるピストン図 5 (1) などでは平坦にする必要があり、夕ペット図 5 (2) のようにその必要がなければ、テ一パ一を付けても良い。

また、摺動面材料の厚み（A 1 ) が 1 m m未満であると摺動中に発生する摺動面にかかる衝撃力が摺動面材料の衝撃破壊強度を越えてしまい、破壊に至ってしまう。

剛性の局部的な変化を生じさせず安定な変形を得るには金属製本体 8 は単一材で、溶接や圧接などの接合も行われていないほうが好ましい。これは、金属製本体を分割した場合は、例えば、

a . 摺動面材を接合する前に分割した金属製本体を接合する場合、金属製本体を接台する際に接合の不均一が生じると、摺動面材と金属製本体をロウ付けした際、金属製本体の熱膨張 Z収縮が部分的に不均一となるためクラウニングが部分的に変形する。また、金属製本体の接合時に発生したひずみがロウ付け時に解放されるが、そのひずみも場所的に不均一があるのでクラウニングが部分的に変形する。

b . 摺動面材を接合した後に分割した金属製本体を接合する場合、金属製本体下半部 1 4 bを接台する際のひずみが不均一となり、クラウ二ングが部分的に変形する。

c 異種材料を接台する場合は、特に金属製本体の接合後に摺動面材を接合すると異種材料間で熱膨張率が異なるためにロウ付け時の金属製本体の熱膨張ノ収縮が部分的に不均一となるためクラウニングが変形する o

以上のことから、分割により金属製本体の加工が行いやすくなり製造コストを低減できても摺動部材に必要な特性が得られず好ましくない。

—方、摺動面材として窒化ゲイ素系材料を選択したのは、炭化ゲイ素、酸化アルミニウム（アルミナ）及び酸化ジルコニウム（ジルコニァ）等の他の構造材用セラミック材料に比較して、 ①熱膨張係数が小さく、接合時に比較的大きなクラウニング形状が安定して設けられること、 ②強度が比較的高く、クラウニング形状を設けた際に発生する引っ張り応力に対し、接合時及び接合後の使用時にクラック等が発生せず、十分な耐久性が得られること、 ③硬度が比較的高く、耐摩耗性に優れることの、

3点を考慮したためである。中でも強度特性に対しては重要であり、 J I S R 1 6 0 1準拠の 3点曲げ強度で 9 8 0 M P a以上、好ましくは 1 2 7 4 M P a以上の窒化ゲイ素系材料を用いることにより、上述の問題点を防止し、またクラウニング形状の設計（主にクラウニング量ゃ摺動窒化ゲイ素系部材の厚み等が考えられる）の自由度が拡大する。

上記のクラウニング形状の軸対称精度を低コス卜で提供するための一例としては、上記のように穴を開ける以外に図 1に示すように、摺動面 1に窒化ゲイ素系材料と搢動面材料よりも熱膨張率の大きい金属製本体 3とを接合し、接合時の熱膨張差により摺動面に予めベースとなるクラゥニング形状を形成した後、該クラウニング形状を研削加工若しくは遊離砥粒加工により仕上げ加工を行い、（ 1 ) 式に示すクラウニング精度に加工する方法等がある。これらの方法を選択した場合、その加工量が該クラゥニング形状の中心線に対し最大のクラウニング量（例えば図 2 中に示す d m a Xに相当する）に対して 2 0 %以下であることが好ましい。これは 2 0 %を越えると、当該加工コストが大きくなり経済性の点で問題があるためであり、この場合には第 1工程の接合工程でのクラウニングベース形状精度を所望近傍に設ける必要がある。なお、金属製本体の材質は特に制限はないが、代表的なものは J I Sの S C r、 S C M、 S N C M鋼等がある。

更に本発明の作用効果を満足するための好ましい付帯条件として、摺動材料の摺動面の面粗度が J I Sで規定される十点平均高さ粗さで〇. 4 μ m以下であることが挙げられる。これは十点平均高さ粗さで 0 . 4 mを越えると、相手摺動カム面を摩耗させる可能性があるため好ましくない。

以上により例えば本発明を摺動部品の内、 O H V方式のタぺッ卜に用いた場合、セラミック摺動面及びカム面の偏摩耗が著しく防止でき、とくに E G R機構を設けたディーゼルエンジンに応用した場合、顕著に部品寿命を延ばすことが可能となる。

図面の簡単な説明

図 1 ：本発明を適用したディーゼル商用車の動弁系 O H V方式のタぺット及びカムの説明図である。

図 2 本発明を適用したタぺットの摺動部材の部分拡大図である。図 3 本発明を適用したタぺッ卜の説明図（断面図）である。

図 4 本発明を適用したピストンの説明図（断面図）である。

図 5 本発明を適用した搢動部品の説明図（断面図）である。

図 6 本発明を適用したタぺッ卜の説明図（断面図）である。

図 7 実施例 1及び 2におけるタぺットの摺動部材の部分拡大図である'

図 8 ：カムの摩耗状況の説明図 [ (1) は正面図、（2) は側面図] である,

図 9 ：本発明を適用したタペットの説明図（断面図）である, 図 1 0 本発明を適用したピストンの説明図（断面図）である, 図 1 1 ビストンの使用状況の説明図である。

図 1 2 本発明を適用したタぺッ卜の説明図（断面図）である, 図 1 3 実施例 5における金属製本体の説明図である。

符号の説明

1 搢動面材

2 カム

3 金属製本体

4 油穴

5 接台面

6 スライダー部 7 カザ部

8 金厲製本体

金属製本体外周摺動部（夕ぺット）

1 〇金属製本体内底球状凹み部搢動部（プッシュロッド摺動部） 1 1 金属製本体外周摺動部（ピストン）

1 2 ピストン

1 3 エンジンブロック

1 4 金属製本体（夕ぺッ卜）

1 4 a 金属製本体上半分

1 4 b 金属製本体下半分

発明を実施するための最良の形態

実施例 1

市販の窒化ゲイ素、炭化ゲイ素、アルミナ、ジルコニァ各焼結体（J I S R 1 6 0 1準拠の 3点曲げ強度を表 1中に示す）より、直径 3〇 m m、厚み 1 . 5 ~ 3 m mの円盤状素材を切り出し、カムと摺動する面については砥粒平均粒径 7〜 1 1 mのダイャモンド砥石により、面粗度を十点平均高さ粗さで 0 . 3 m以下になるよう仕上げ研削加工を施した。図 6に示すように得られた摺動面材 1を同図に示す形状の J I S 規格鋼材、 S C r 4 2 0で作製した金属製本体 3に、 A gを主成分とするロー材を用いて、種々の治具により固定し、真空中、 1時間、 7 9 0 ~ 8 8 CTCの範囲の温度にて接合し、狙いの最大クラゥニング量が 1 5、 4 0 mの 2種類のタぺット部品を作製した。金属製本体の全長は 4 0 m mである。同本体はロウ付接合前に浸炭処理を施した。また接合後レ一ザ焼入れにより金属製本体の外周部 9と内底球状凹部 1 0を焼入れ処理した。この内一部については更に砥粒平均粒径 7〜 1 1 mのダイャモンド砥石を用いたアンギユラ方式の研削加工によりクラウニング形状の精度を向上させた。この部品を市販の商用車用 O H V方式のディーゼルエンジンに組み込み、市内走行を 1◦万 k m実施後の回収エンジンォィルを用いて、機関回転数 10◦ 0 r pmにて 50◦時間の耐久試験を行い、カム面の摩耗量を測定した。以上の結果を表 1に示した。表 1中でクラゥニングの形状精度については、図 7に示すようにクラウニングの中心線に対して ø 25の同心円でのクラゥニング量 dに対して上述した（1 ) 式に代入して求めた値で示した。

—方、摩耗の判定については図 8に示したカムノーズの 3点 A, B, Cの高さ H a, Hb， H cの試験前後の平均摩耗量（各点の摩耗量をそれぞれ h a, h b, h eとする）【（h a + h b + h c) Z3] と偏差 (h a, h b, h cの内最大値と最小値の差）で評価し、同表中に示した。図 8の（1) はカムノ一ズの正面図、（2〉はその側面図である。

*印付きは比較例

3点曲げ狙いの最大クラウニン状研削カムノ-ズの摩耗量（）

No. 摺動部材強度クラウニング: a の幸由対称加工の平均摩耗量

(M P a ) 精度（％) 有無摩耗量偏差

* 1 窒化ゲイ素 1000 40 5 有り 10 2

2 † † † 12 † 10 2

3 † † † 20 † 10 2

4 t _† 32 ナシ 13 3

5 † † † 45 † 18 5 本 6 t † † 58 † 33 10

* 7 アルミナ 637 害 ij れ

t 8 炭化ゲイ素 549 _† 割れ

本ジルコニァ 1372 5 有り 35 12

*10 † 个 _† 30 ナシ 45 20

*11 _f † 63 ナシ 58 26

U2 窒化ゲイ素 1372 5 有り 6 1

13 _† † 12 † 6 1

14 † _† 30 ナシ 10 2

*15 _† † 65 ナシ 30 8

*16 窒化ゲイ素 1000 15 5 有り 15 3

17 个 _† 12 † 15 3

18 † 个 _† 20 † 16 4

19 † † _† 42 ナシ 20 6

*20 个 † 54 † 35 12

*21 アルミナ 637 5 有り 22 5 个 34 ナシ 30 10 ネ 23 炭化ゲイ素 549 5 有り 10 3

*24 † 44 ナシ 22 6

*25 窒化ゲイ素 1372 5 有り 10 2

26 个 12 个 10 2

27 † 33 ナシ 15 3

*28 † 65 † 28 8 注記）表中のクラウニング形状の軸対称精度の表示で「割れ」と示したのは接合加工時に搢動部材に割れが発生したことを示す。従って、当該試料についてはエンジン評価は行なわなかった。

以上の結果より所定のクラウニング精度をもつ窒化ケィ素材料よりなる摺動部材を用いることにより、他のセラミック部材を用いた場合に比較し、相手金属摺動部品の摩耗量および偏摩耗を顕著に低減できることが明らかとなった。又、窒化ゲイ素材料の中でも強度特性に優れた材料を用いることで、更に相手金属摺動部品の摩耗量および偏摩耗を低減できることが明らかとなった。

実施例 2

実施例 1の表 1で示した試料の内、 N o. 2, 4, 1 3, 14, 1 7, 1 9, 21 , 23, 26, 27について、実施例 1と同様のエンジンにて 60◦ 0 r p m、 1 00時間の耐久評価を実施した。評価についても実施例 1と同様に評価を行った結果を表 2に示す。ここで搢動部材に割れが生じるかどうかについては 1 00時間の間に 1 0時間毎に割れの有無を確認し、割れが発生するまでの時間について同表中に示した。又、割れが生じた場合はその時間以前の摩耗量を同表中に示した。

2 表 2 *印付きは比較例

注記）表中の割れの有無で、「初期割れ」の表示は最初の 1 0時間経過後に既に割れが発生したものについて表示した。従って本試料の摩耗量の評価は行なわなかった。

以上の結果より、窒化ゲイ素材料以外のセラミック材料を摺動部材に用いた場合、エンジンの高回転領域で初期に割れが発生し、実用に供しないものであることが明らかとなった。又、窒化ゲイ素材料の中でも強度特性に優れた材料を用いることで、ェンジンの高回転領域において割れが発生しない上、更に相手金属措動部品の摩耗量および偏摩耗を低減できることが明らかとなった。

卖施例 3

図 9に示す金属製本体 3を用い、実施例 1で用いた市販の窒化珪素 1 を厚み 0. 0 5 m mの A g— C u — T i ロウにより、 87 0 °Cで真空口ゥ付けを行い、タぺットを作製した。金属製本体 3の主要寸法は、表 3 に示す。内底球状凹み 10は N o. 29〜48では直径 14mm、 N o. 49〜57では直径 9 mmである。材料は S C M435 ( J I S G4 105) を用いた。

開口部と外周面をつなぐ油穴は金属製本体の接合面から表 3に示す同油穴の中心線までの距離 Aだけ離して穴の直径、ならびに穴の個数を変化させて機械加工であけた。

窒化珪素は直径を金属製本体より◦. 5 mm小さく、カム搢動面は十点平均高さ粗さで 0. 3 m以下に加工したものを用いた。

接合後に、金属製本体の搢動部（外周部と内底球状凹み部）に表面焼入を行った。具体的には外周部 9には高周波焼入を、内底球状凹み部 1 0には電子ビーム焼入を行った。

クラウニングの測定は実施例 1と同様に行った。ただし、測定する同心円は、外径が 031, 25, 17 mmの場合で、 ø 25. 8,

20. 8, 14. 2 mmとした。なお、クラウニング量は N o. 29〜 49では21〜33〃01、 N o. 49〜 57では 18〜 38 mであつた。結果を、表 3に示す。

表中 N o. 30、 31, 32, 33, 36, 37を商用車用 OHV方式のディーゼルエンジンに組み込み、市内走行を 20万 km実施後の回収エンジンオイルを用いて、機関回転数 1 5◦ 0 r p mにて 2◦ 0時間の耐久試験を行ったところ、 N o. 31, 36， 37では金属製本体外周部に 5◦ mを越える摩耗が見られた。 N o. 30, 32, 33はいずれも摩耗 5 m以下で実施例 1で示したカムノーズの摩耗量も平均および偏差が、 N o. 30でそれぞれ 14, 3 m、 N o. 32でそれぞれ 12, 3 m、 N o. 33でそれぞれ 1 0, 2 mであった。

N o. 36では、油穴の直径が極端に小さいため潤滑油が油穴をスムーズに通過せず金属製本体のエンジンプロックと摺動する箇所が摩耗した。しかしながら、 N o. 36は本発明に基づくタペットであるため実施例 1で示したカムノーズの摩耗量も平均および偏差が、それぞれ 1 0, 2 /zmと実施例 1に示した発明範囲外のものに較べて優れた特性を示していた。 N o. 30, 37は N o. 36に較べて油穴径は大きいものの穴数が少ないため、金属製本体に供給される潤滑油が十分でなく、同様に摩耗が生じた。

表 3

クラウニング

汕穴金属製木休榴動部材

形状の備考 i² *n/D i² *n/L i² *n/W i² tn/t i² *n/A

No.

穴怪個数直 ί圣内 <¾ 最小肉厚全長穴位置厚み t 曲げ強度牵由対象

(oira;d n (龍) D (miD)din (mm) W (mm)L (ram)A (mm) (M P a) 精度 )

+29 7.5 1 31 27 2 50.9 12.9 2.1 画 63 1.81 1.105 28.1 26.8 4.36

匕

30 B 1 31 27 2 50.9 12.9 2. 1 † 44 1.16 0.707 18.0 17.1 2.79

+31 1 .2 1 31 27 2 50.9 12.9 2. 1 r 6 摩耗発生 0.05 0.028 0.7 0.7 0.11

32 4.5 2 31 27 2 50.9 12.9 2.1 † 31 1.31 0.796 20.3 19.3 3.14

33 4.5 2 31 27 2 50.9 12.9 2.1 1372 30 1.31 0.796 20.3 19.3 3.14

+34 4.5 3 31 27 2 50.9 12.9 2. 1 1000 61 1.96 1.194 30.4 28.9 4.71

+35 4.5 3 31 27 2 50.9 12.9 2.1 1372 62 1.96 1.194 30.4 28.9 4.71

36 0.5 12 31 27 2 50.9 12.9 2.1 1000 11 摩耗発生 0.10 0.059 1.5 1.43 0.23

+37 1 2 31 27 2 50.9 12.9 2.1 t 8 摩耗発生 0.06 0.039 1.0 0.95 0.16

38 2 4 31 27 2 50.9 12.9 2.1 † 19 0.52 0.314 8.0 7.6 1.24

39 2 6 3! 27 2 50.9 12.9 2.1 † 35 0.77 0.472 12.0 11.4 1.86

40 1 G 31 27 2 50.9 12.9 2.1 † 12 0.19 0.118 3.0 2.9 0.47

(― ¹ 41 3 2 31 27 2 50.9 12.9 2.1 t 22 0.58 0.354 9.0 8.6 1.40

+42 5.5 2 31 27 2 50.9 12.9 2. 1 † 59 1 .95 1.189 30.3 28.8 4.69

+43 7 2 31 27 2 50.9 12.9 2.1 † 73 3.1G 1.925 49.0 46.7 7.60

+44 4.5 2 25 21 2 50.9 12.9 2.1 † 62 1. G2 0.796 20.3 19.3 3.14

+45 4.5 2 31 27 2 35 12.9 2.1 58 1.31 1.157 20.3 19.3 3.14

+46 4.5 2 31 28 1.5 50.9 12.9 2.1 55 1.31 0.796 27.0 19.3 3.14

+47 4.5 2 31 27 2 50.9 12.9 1.8 73 1.31 0.796 20.3 22.5 3.14

+48 4.5 2 31 27 2 50.9 9 2.1 69 1.31 0.796 20.3 19.3 4.50

49 3.5 2 25 22 1.5 42.2 7.2 1.8 29 0.98 0.581 16.3 13.6 3.40

50 3 2 25 22 1.5 42.2 7.2 1.8 18 0.72 0.427 12.0 10.0 2.50

51 2 4 25 22 1.5 42.2 7.2 1.8 15 0.64 0.379 10.7 8.9 2.22

52 1.5 6 25 22 1.5 42.2 7.2 1.8 10 0.54 0.320 9.0 7.5 1.88

+53 3.5 2 17 14 1.5 42.2 7.2 1.8 64 1.44 0.581 16.3 13.6 3.40

+54 3.5 2 25 22 1.5 23 7.2 1.8 60 0.98 1.065 16.3 13.6 3.40

+55 3.5 2 25 23.5 0.75 42.2 7.2 1.8 57 0.98 0.581 32.7 13.6 3.40

+56 3.5 2 25 22 1.5 42.2 7.2 1.2 78 0.98 0.581 16.3 20.4 3.40

+57 3.5 2 25 22 1.5 42.2 5 1.8 65 0.98 0.581 16.3 13.6 4.90

実施例 4

図 10に示す金属製本体 8を用い、実施例 3で用いた市販の窒化珪素 1を厚み 0. 07mmの A g— T i ロウにより、 95 CTCで真空ロウ付けを行い、ピストンを作製した。金属製本体 8の主要寸法は、表 4に示す。材料は S C r 440 (J I S G41 01 ) を用いた。

窒化珪素は直径を金属製本体カザ部と同一にし、カム摺動面は十点平均高さ粗さで 0. 3 a m以下に加工したものを用いた。

接台後に、摺動部である金属製本体外周部 1 1に高周波で表面焼入を行つた。

クラウニングの測定は実施例 1と同様で、測定する同心円はカザ部直径が 030， 27, 12 mmの場合で、 φ 25 , 22. 5, 10mmとした。なお、クラウニング量はカザ部直径が ø 3◦, 27, 12 mmの場合でそれぞれ、 79〜95 ^m、 62〜83 m、 1 5~28 mであった。結果を表 4に示す。

表中 N o. 70〜82を市販の圧縮エンジンブレーキ付き直列 6気筒 OHV型ディ一ゼルエンジン（排気量： 1 10◦ 0 c c、尚エンジンォィルは市内走行 50万 kmを経たものを用いた。）に組み込み機関回転数 2200 r pmにて試験を行った。図 1 1にピストンをエンジンに組込んだ状態を示す。試験の結果、セラミックス厚が 1 mmに満たない N o. 70, 71および 77〜 79では試験直後に窒化珪素に割れが生じた。一方 N o. 72〜 76および 80〜82は試験後においても窒化珪素に割れはなく、実施例 1で示したカムノーズの摩耗量も平均および偏差が、平均でそれぞれ 8， 2 / mであった。

7 表 4

金属製本体二

動部材ヮつつ' ~ ノ

スライダー部カザ部

NO. m \JL メ νί/ hi し I / M 直径長さ m Ιιί Wlf ¾ / Ui ノ

怪最大長さ厚み t 曲げ強度

(nira) D2 (mm) L1 (mm) Dl (ram) A2 (mm) Al (MP a) ( % )

+ 58 12 26 3ϋ 2.4 1 7 1000 65 0.400 5.00 10.83

+59 14 2G 30 2.4 1 7 † 58 0.467 5.83 10.83

+G0 14 2G 30 2.4 1.7 1372 55 0.467 5.83 10.83

61 16 26 30 2.4 1 7 1000 40 0.533 6.67 10.83

62 16 26 30 2.4 1,7 1372 39 0.533 6.67 10.83

63 18 26 30 2.4 1.7 ΙΟϋΟ 33 ϋ.600 7.50 10.83

C4 20 2G 30 2.4 1.7 † 20 0.667 8.33 10.83

+65 12 26 27 2.4 1.7 † 57 0.444 5.00 10.83

+66 14 2B 27 2.4 1 7 † 52 0.519 5.83 10.83

67 16 26 27 2.4 1.7 † 35 0.593 6.67 10.83

68 18 2B 27 2.4 1.7 † 29 0.667 7.5ϋ 10.83

69 20 26 27 2.4 1.7 † 18 0.741 8.33 10.83

00 70 18 26 30 2.4 0.6 † 10 割れ 0.600 7.50 10.83

71 18 2G 30 2.4 0.8 13 割れ 0.600 7.50 10.83

72 18 2G 30 2.4 1 † 18 0.600 7.50 10.83

73 18 2G 30 2.4 1.2 † 25 0.600 7.50 10.83

74 18 26 30 2.4 1.4 27 ϋ.ΒΟΟ 7.50 10.83

75 18 2G 30 2.4 1.6 30 0.600 7.50 10.83

76 18 2G 30 2.4 2 41 0.600 7.50 10.83

77 10 20 12 1.5 0.5 15 害 11 れ 0.833 6.67 13.33

78 10 20 12 1.5 0.7 17 割れ 0.833 6.67 13.33

79 10 20 12 1.5 0.9 21 割れ 0.833 6.67 13.33

80 10 20 12 1.5 1.1 26 0.833 6.67 13.33

81 10 20 12 1.5 1.3 28 0.833 6.67 13.33

82 10 20 12 1.5 1.5 31 0.833 6.67 13.33

+83 16 20 30 2.4 1.7 57 0.533 Β.67 8.33

+ 84 16 15 30 2.4 1.7 71 0.533 G.67 6.25

+ 85 10 12 12 1.5 1.5 60 0.833 6.67 8.00

+86 10 8 12 1.5 1.5 81 0.833 6.67 5.33

比铰

実施例 5

図 1 2に作製したタぺットを示す。

措動面材 1は実施例 3で用いた市販の窒化珪素 1を直径 29. 5mm 厚み 2mmに加工し、カム摺動面は十点平均高さ粗さで 0. 3 m以下に研磨加工で仕上げた。

金属製本体 14は、

①一旦、図 13 (1) に示すような形状に加工し、上半分 14 aと下半分 14 bを接合したのちに摺動面材 1を接合する

②一旦、図 1 3 (1) に示すような形状に加工し、摺動面材 1を接合した後に上半分 14 aと下半分 12 bを接合する

③図 13 (2) に示すように、一体物で作製する

の 3タイプを作製し、さらに材料も①と②の場合は上半分 14 aと下半分 14 bで異なる場合、同一の場合の 2タイプを種々の材料の組み合わせで作製した。金属製本体 14は、直径 30mm、開口部半径 26mm、全長 39 mmである。具体的には表 5に示すように作製した。

金属製本体の接合は、表 5に示す方法により行った。

窒化珪素と鋼製本体上半分 14 aは、厚み 0. 06mmの A _g - C u —T i ロウにより、 850°C下で真空ロウ付けにより行った。

N o. 87〜89， 91, 93〜95, 98, 1 00については、夕ぺット形状になった時点で摺動部（9， 10) に高周波焼入を施したのち、商用車用 OHV方式のディーゼルエンジンに組み込み、市内走行を 10万 km実施後の回収エンジンオイルを用いて、機関回転数 3000 r p mにて 200時間の耐久試験を行った。

N o. 90, 97, 99, 1◦ 1は用いた鋼がロウ付け時の冷却時に焼きが入るため高周波焼入を行わなかった。

N o. 92, 96は上半分 14 aは N o. 90などと同一の鋼材を用い、ロウ付け時に焼入を行っており、ロウ付け後に既に焼入を行った下半分 1 4 bを接合した。

各サンプルのクラウニングの測定は実施例 3と同様で、測定する同心円を 0 2 5とした。クラウニングの精度は表 5に示す。なお、クラウ二ング量は 1 5〜 3 2 mであつた。

耐久試験の結果、金属製本体を接合した N o . 8 7〜 9 7では実施例 1で示したカムノーズの摩耗量の平均がすべて実用上問題のある 5〇 mを越えた。一方、接合せず単一の材料を用いた N o . 9 8〜 1 0 1では 9〜 1 8 mと摩耗量は半分以下であつた。

以上の結果より、金属製本体を分割せず単一の材料で作製した本発明の夕ぺットは、優れた耐久性を示すことが確認できた。

なお、表中の浸炭とは、分割された形状で浸炭焼入を施したことを示し、焼人材とは同様に分割した形状で、油焼入を施したことを示す。

表 5

w 質クラウユング

No. 金本 ί本分割の無金 1,¾製本体の接合金屈 ¾ϊ本体の接台法度上半分下半分 (%)

+87 SC r440 SC r440 セラミックスロウ付け前電子ビーム溶接 61

+88 有 SNC836 S CM836 セラミツクスロウ付け前レーザ溶接 57

+89 宵 SNC836 S CM836 セラミックスロウ付け後レーザ溶接 54

+90 有 SNCM630 SNCM630 セラミックスロウ付け (] 摩擦圧接 52

+91 有 S CM 35 S48C セラミックスロウ付け後レーザ溶接 G5

+92 SNC 630 SCM418 (浸セラミックスロウ付け後電子ビーム溶接 55 t

+93 冇 SC r 440 SC r 445 セフ：；ックスロウ f寸け刖レーザ溶接 58

+94 有 SC r440 SC r445 セラミックスロウ付け後レーザ溶接 60

+95 有 S C r 420 (沒 S 55C セラミックスロウ付け前レーザ溶接 69

+90 有 SNCM630 S45C (焼人材）セラミックスロウ付け後電子ビーム溶接 59

+97 有 SNC 616 (S炭） SNCM616 (浸）セラミツクスロウ付け ιίι 霜子ビーム溶接 66

98 無 S C r440 20

99 SNCM630 13

100 無 S48C 33

101 m SNC 616 (浸炭） 33 比蛟 m

産業上の利用可能性

以上説明したように本発明は窒化ゲイ素材料を摺動面部材として用い、かつ特定のクラゥニング形状精度を具備することにより、排ガス成分により汚染されたオイルを用いても、相手金属摺動部品の異常摩耗する現象を防止して、偏摩耗を防止することができる。

2 2

訂正された Π ^ 則 91)

Claims

請求の範囲

1. 摺動面の窒化ゲイ素系材料と摺動面材料よりも熱膨張率の大きい金属製本体とが接合され、かつ、摺動面材料の摺動面にクラウニング形状部が形成され、該クラウニング形状部の中心部に対し軸対称の任意の

2点におけるクラウニング量の差異が 2点のクラウニング量の平均値に対して 10 %以上、 50%以下であることを特徴とするセラミック摺動

2. 潤滑油を循環させるために金属製本体にあけられたボディ内部と外部をつなげる油穴の直径 dと油穴の数 nと金属製本体直径 Dの関係が d² X n/D = 0. 07〜 1. 4の範囲にあることを特徴とする請求項 1に記載の摺動部品。

3. 潤滑油を循環させるために金属製本体にあけられたボディ内部と外部をつなげる油穴の直径 dと油穴の数 nと金属製本体全長 Lの関係が d" x nZL = 0. 05〜： L. 05の範囲にあることを特徴とする請求項 1に記載の摺動部品。

4. 潤滑油を循環させるために金属製本体にあけられたボディ内部と外部をつなげる油穴の直径 dと油穴の数 nと油穴があけられている箇所の金属製本体の最小肉厚 Wの関係が d ² X n /W= 1. 3〜26の範囲にあることを特徴とする請求項 1に記載の摺動部品。

5. 潤滑油を循環させるために金属製本体にあけられたボディ内部と外部をつなげる油穴の直径 dと油穴の数 nと接合される摺動部材の厚み tの関係が d ² X n/ t = 1 ~2◦の範囲にあることを特徴とする請求項 1に記載の摺動部品。

6. 潤滑油を循環させるために金属製本体にあけられたボディ内部と外部をつなげる油穴の直径 dと油穴の数 nと金属製本体の接合面から油穴中心までの距離 Aの関係が X nZA= 0. 2〜4. 2の範囲にあることを特徴とする請求項 1に記載の摺動部品。

7. 金属製本体の構造（剛性）が摺動面の直径方向に対して 2回対称以上であることを特徴とする請求項 1、 2、 3、 4、 5または 6の何れかに記載の摺動部品。

8. 潤滑油を循環させるために金属製本体にあけられたボディ内部と外部をつなげる油穴を 2つ以上を有する請求項 7に記載の摺動部品。

9. 金属製本体がエンジンプロックと摺動するスライダ一部とその一方の端部にカザ部を有し、そのカザ部に摺動面材料が接合され、金属製本体のスライダー部の直径（D 2) とカザ部の直径（D 1) との寸法比 02/01が0. 5以上で、かつスライダー部の直径（D 2) とカザ部最大厚さ（A 2) との寸法比 D 2ZA 2が 6. 5以上にしたことを特徴とする請求項 1に記載の摺動部品。

10. スライダー部の長さ（L 1) がカザ部最大厚さ（A 2) の 10倍以上であることを特徴とする請求項 9に記載の摺動部品。

11. 摺動面材料の厚み（A 1) の厚みが 1 mm以上であることを特徴とする請求項 9に記載の搢動部品。

12. 金属製本体全体が単一および接合が施されていない材料からなることを特徴とする請求項 1に記載の摺動部品。