(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
金属体とセラミック体とが、中心軸線同士がほぼ一致する形態で接合された構造を有し、そのセラミック体の前記金属体に接合されているのとは反対側の端面を摺動端面としたセラミック摺動部品において、
前記セラミック体の前記摺動端面には、その外縁を包含する平面を端面基準面として、中心側が該端面基準面から突出する曲面状のクラウニングが形成されるとともに、
室温にて測定したクラウニング高さＨ（単位：μｍ）を、前記摺動端面の前記端面基準面からの最大突出高さにて定義し、かつ前記摺動端面の外径をＤ（単位：ｍｍ）として、
Ｈ＋（０．２×１０−３）Ｄ＜（３×１０−３）Ｄ
の関係を満足するように、前記クラウニング高さＨが調整されていることを特徴とするセラミック摺動部品。
【請求項２】
前記中心軸線方向において前記金属体側から前記セラミック体側に向かう方向を前方側とし、前記摺動端面外縁の最も前方側に位置する点をＡ、同じく最も後方側に位置する点をＢとして、前記中心軸線と直交して点Ａを通る平面と、同じく点Ｂを通る平面との間の距離Ｆ（単位：μｍ）により、前記摺動端面の直角度を定義したときに、
Ｈ−（０．５×１０−３）Ｄ＞０．５Ｆ
となるように、前記クラウニング高さＨが調整されている請求項１記載のセラミック摺動部品。
【請求項３】
金属体とセラミック体とが、中心軸線同士がほぼ一致する形態で接合された構造を有し、そのセラミック体の前記金属体に接合されているのとは反対側の端面を摺動端面としたセラミック摺動部品において、
前記セラミック体の前記摺動端面には、その外縁を包含する平面を端面基準面として、中心側が該端面基準面から突出する曲面状のクラウニングが形成されるとともに、
室温にて測定したクラウニング高さＨ（単位：μｍ）を、前記摺動端面の前記端面基準面からの最大突出高さにて定義し、かつ前記摺動端面の外径をＤ（単位：ｍｍ）とする一方、
前記中心軸線方向において前記金属体側から前記セラミック体側に向かう方向を前方側とし、前記摺動端面外縁の最も前方側に位置する点をＡ、同じく最も後方側に位置する点をＢとして、前記中心軸線と直交して点Ａを通る平面と、同じく点Ｂを通る平面との間の距離Ｆ（単位：μｍ）により、前記摺動端面の直角度を定義したときに、
Ｈ−（０．５×１０−３）Ｄ＞０．５Ｆ
となるように、前記クラウニング高さＨが調整されていることを特徴とするセラミック摺動部品。
【請求項４】
前記セラミック体は、厚さが０．５〜２．５ｍｍの板状に形成されている請求項１ないし３のいずれか１項に記載のセラミック摺動部品。
【請求項５】
前記セラミック体は窒化珪素を主体に構成され、前記金属体はＦｅを主体に構成される請求項１ないし４のいずれか１項に記載のセラミック摺動部品。
【請求項６】
前記摺動端面がカム摺動面であるタペットとして構成されている請求項１ないし５のいずれか１項に記載のセラミック摺動部品。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、内燃機関のタペット、ロッカーアーム、バルブブリッジ等の動弁系摺動部品や、エンジン駆動系を利用して作動する油圧回路のピストン等に適したセラミック摺動部品に関する。
【０００２】
【従来の技術】
自動車用エンジン部品に代表される機械摺動部品は、片当たりによる偏磨耗等の防止を目的として摺動時に部品に回転を生じさせるために、摺動面に凸形のクラウニングを形成することが多い。本発明者らも、例えば特開昭６３−２２５７２８号公報等において、摺動面に接合母材（具体的には、鋼等の金属体である）よりも熱膨張率の小さい耐摩耗部品（具体的には窒化珪素等のセラミック体である）を加熱接合し、熱膨張差により摺動面にクラウニング形状を形成する方法を開示している。この方法によれば、研磨等の機械加工を用いることなくクラウニング形状を形成することができ、ひいては、摺動時の片当たりを防止できる摺動部品を低コストで提供できる利点を有する。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
近年、エンジンの高性能化、高速化が進むにつれ、上記接合体にて構成されるタペット等の摺動部品の使用環境はますます厳しくなってきており、より耐久性に優れた接合体が求められている。そして、本発明者らの検討によると、金属体とセラミック体との接合時の熱膨張差によりクラウニングを施した摺動部品の場合、上記のような非常に過酷な条件下での使用が前提になると、製品ロット中のクラウニングプロファイルのばらつき等に起因して、必ずしも十分な片当り防止効果が発揮されなかったり、あるいはセラミック体の耐久性能が損なわれるなどの不具合が発生しやすいことが判明した。
【０００４】
本発明の課題は、クラウニング量を適切な条件にて制御することにより、苛酷な使用条件下でもクラウニング付与による十分な片当り防止効果が達成され、また、セラミック体の耐疲労性能に優れたセラミック摺動部品を提供することにある。
【０００５】
【課題を解決するための手段及び作用・効果】
本発明は、２つのセラミック摺動部品の態様を含むが、それらは以下のような共通の構成要件を有する。すなわち、金属体とセラミック体とが、中心軸線同士がほぼ一致する形態で接合された構造を有し、そのセラミック体の前記金属体に接合されているのとは反対側の端面を摺動端面としている。セラミック体の摺動端面には、その外縁を包含する平面を端面基準面として、中心側が該端面基準面から突出する曲面状のクラウニングが形成される。
【０００６】
そして、上記の課題を解決するために、その第一の構成（請求項１）は、室温にて測定したクラウニング高さＨ（単位：μｍ）を、摺動端面の端面基準面からの最大突出高さにて定義し、かつ摺動端面の外径をＤ（単位：ｍｍ）として、
Ｈ＋（０．２×１０−３）Ｄ＜（３．０×１０−３）Ｄ  ‥‥（Ａ）
の関係を満足するように、クラウニング高さＨが調整されていることを特徴とする。
【０００７】
セラミック体と金属体との接合により構成される摺動部品は、セラミック及び金属という熱膨張率の異なる部材を接合しているため、使用温度によりクラウニング量が変化する。例えば、タペット等のように使用温度が上がりやすい摺動部材では、高温使用時を想定したクラウニング量が、常温近傍では金属体の収縮により過度に大きくなってしまうことがある。このような状況になると、セラミック体に付加される応力が大きくなり過ぎ、例えば高温と常温（あるいはそれ以下の低温）との間での冷熱サイクルが頻繁に繰り返し付与される環境下では、セラミック体の疲労による寿命低下が避けがたくなる。また、カム等の相手材をアタックし、摩耗が増大する恐れもある。
【０００８】
しかしながら、本発明者らが鋭意検討した結果、室温（２０℃）でのクラウニング高さＨ（μｍ）を、セラミック体の摺動端面の外径Ｄ（ｍｍ）に応じて、上記（Ａ）の関係を満足するように設定することで、低温時にクラウニングが過剰となることが効果的に抑制され、ひいては冷熱サイクル付加時のセラミック体の耐疲労性能が飛躍的に向上することがわかり、本発明を完成するに至ったのである。
【０００９】
一方、本発明の第二の構成（請求項３）は、例えば図４に幾分誇張して示すように、中心軸線方向において金属体側からセラミック体側に向かう方向を前方側とし、摺動端面外縁の最も前方側に位置する点をＡ（以下、最高点Ａという）、同じく最も後方側に位置する点をＢ（以下、最低点Ｂという）として、中心軸線と直交して点Ａを通る平面Ｐ１と、同じく点Ｂを通る平面Ｐ２との間の距離Ｆ（単位：μｍ）により、摺動端面の直角度を定義したときに、
Ｈ−（０．５×１０−３）Ｄ＞０．５Ｆ  ‥‥（Ｂ）
となるように、クラウニング高さＨが調整されていることを特徴とする。
【００１０】
金属体にセラミック体を接合した摺動部品では、部品の使用温度（例えばタペットの場合、最大で１７０℃程度）が上昇すると、金属体がセラミック体よりも大きく膨張するため、セラミック体が径方向外向きに引っ張られてクラウニングが減少する。また、摺動端面が、例えば製造上の要因により部品の中心軸線に対して傾斜していると、その傾斜の影響で有効に寄与するクラウニング量が目減りする（上記定義した直角度Ｆは、この傾斜の度合いを定量的に示すパラメータである）。その結果として、有効クラウニング量が高温にて十分に確保されなかった場合、摺動面に対する相手材の片当りが発生しやすくなり、偏摩耗等により部品の寿命が低下する問題がある。
【００１１】
しかしながら、本発明者らが鋭意検討した結果、セラミック体の摺動端面の外径Ｄ（ｍｍ）に応じて、室温（２０℃）でのクラウニング高さＨ（μｍ）を、直角度Ｆを含めて上記（Ｂ）の関係を満足するように設定することで、例えば２００℃程度までの温度範囲であれば、そのような昇温された環境下でも上記片当り等の問題が極めて生じにくく、ひいては部品寿命を大幅に向上できることがわかり、本発明を完成するに至ったのである。
【００１２】
なお、請求項２のように、（Ａ）及び（Ｂ）の関係を同時に満たすようにクラウニング量の設定を行うことで、低温下ではクラウニングが過剰とならず冷熱サイクル等に対する耐疲労性能が向上し、かつ高温下ではクラウニング不足による偏摩耗発生といった問題を防止できるので、熱サイクルを受けやすい環境で使用される部品、例えばタペットをはじめとする自動車用摺動部品の耐久性を一層良好なものとすることができる。
【００１３】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態について、図面を参照しつつ説明する。
図１は本発明のセラミック摺動部品たるタペットが使用されたオーバーヘッドバルブ機構を示している。カム１００の回転によりタペット１及びプッシュロッド１０３が上下運動し、ロッカアーム１０２を介してバルブ１０１を開閉させる。図２は、タペット１の拡大図である。該タペット１は、ろう材層３を介して、金属体（以下、タペット金具ともいう）２とセラミック体（以下、セラミック板ともいう）４とが接合された構造を有している。タペット金具２は鉄系材料にて構成され、円状断面の本体部１ａの一方の端部側に、軸線方向のプッシュロッド挿通孔１ｃを開口する一方、他方の端部側に本体部１ａよりも大径の摺動基体部１ｂが一体形成された形状をなす。他方、セラミック板４は窒化珪素の焼結体として円板状に構成され、摺動基体部１ｂの平坦な先端面に重ね接合されている。また、ろう材層３を構成するろう材は、Ｃｕ系あるいはＡｇ系ろう材が使用される。そして、セラミック板４の、ろう材層３と接しているのとは反対側の端面がカム１００との摺動端面４ａとされている。
【００１４】
セラミック板４の摺動端面４ａには、図中やや誇張して示すように、クラウニング（中央部が突出する小さな曲率）が施されている。このクラウニングは、金属体２とセラミック板４とをろう付け接合して冷却する際に、金属体２がセラミック板４よりも大きく収縮することを利用して、セラミック板４を中央部が盛り上がるように弾性変形させることで形成されたものである。図４を援用して示すように、セラミック体４の摺動端面４ａには、その外縁を包含する平面を端面基準面として、中心側が該端面基準面から突出する曲面状のクラウニングが形成されている。
【００１５】
そして、室温にて測定したクラウニング高さＨ（μｍ）を、摺動端面４ａの端面基準面からの最大突出高さにて定義し、かつ摺動端面４ａの外径をＤ（ｍｍ）として、
Ｈ＋（０．２×１０−３）Ｄ＜（３×１０−３）Ｄ  ‥‥（Ａ）
の関係を満足するように、クラウニング高さＨが調整されている。また、中心軸線方向において金属体２側からセラミック体４側に向かう方向を前方側とし、摺動端面４ａ外縁の最も前方側に位置する点を最高点Ａ、同じく最も後方側に位置する点を最低点Ｂとして、中心軸線と直交して点Ａを通る平面と、同じく点Ｂを通る平面との間の距離Ｆ（μｍ）により、摺動端面の直角度を定義したときに、
Ｈ−（０．５×１０−３）Ｄ＞０．５Ｆ  ‥‥（Ｂ）
となるように、クラウニング高さＨが調整されている。
【００１６】
例えば、常温においては必要十分なクラウニング量が確保されていても、温度が上がりやすい使用環境や、頻繁な冷熱サイクルにさらされる環境下では、有効なクラウニング量が確保できず片当りを生じたり、逆にクラウニングが過剰となってセラミック体４に過度の応力が作用し、寿命を縮めてしまうケースが存在する。しかしながら、上記のようにクラウニング高さＨを調整することで、苛酷な使用条件下でもクラウニング付与による十分な片当り防止効果が達成され、また、セラミック体の耐疲労性能も格段に改善される。
【００１７】
以下、上記関係（Ａ）及び（Ｂ）を採用することにより、上記の効果が達成される理由について、主に図４を参照しながら、さらに詳しく説明する。タペット等の摺動部品においては、セラミック体に相手材の片当たりが生じると極端に耐久性が低下し、セラミック体の偏磨耗や応力集中による剥がれといった不具合を生じやすくなる。従って、摺動面への相手材の片当たりの生じない適切なクラウニング量が存在する。
【００１８】
ここで、例えば上記のタペットは、金属体及びセラミック体という、熱膨張の異なる部材をろう材層を介して接合する形で構成されているため、製品温度によりクラウニング量が変化する特徴がある。具体的には、温度が上昇すればクラウニングが減少し、下降すればクラウニングは増加するのであるが、本発明者らが検討した結果によると、クラウニング量Ｈをタペット径Ｄを基準に標準化した場合、その標準化したクラウニング量の温度依存性が、タペット形状や寸法に関係なく、ほぼ同じ傾向を示すことが判明した。以下に、その根拠となる実験結果について示す。
【００１９】
鋼材として、ＪＩＳに規定された合金鋼ＳＮＣＭ４３９を鍛造、機械研削することにより図２に示した形状のタペット金具２を作製した。他方、Ｓｉ３Ｎ４原料１００重量部に対し、Ａｌ２Ｏ３−Ｙ２Ｏ３系焼結助剤を１０重量部と、成形バインダ５重量部とを配合して金型プレスにて成形し、さらに脱バインダした後、Ｎ２ガス雰囲気で１７００℃にて２時間焼成して、円板状の焼成体を得た。そして、得られた焼成体の両面を研削してセラミック板４を作製した。一方、ろう材箔として、Ａｇ−Ｃｕ−Ｉｎ−Ｔｉ系ろう材（Ｃｕ：２３重量％、Ｉｎ：１５重量％、Ｔｉ：２重量％、残部Ａｇ、厚さ０．０５ｍｍ）を用意し、これを上記タペット金具２とセラミック板４との間に挟み込み、真空雰囲気にて８００℃にて３０分加熱した後、炉内をＮ２ガス置換することにより冷却してろう付け接合することにより、図２に示す形状の各種寸法のタペット１の試験品を得た。なお、タペット試験品は、表１の（I）〜（III）の３種類の寸法のものを、それぞれ５個ずつ作製している。
【００２０】
【表１】
0003713159.tif 000002
【００２１】
得られたタペットについて、まず常温（２０℃）でクラウニング量Ｈを測定した。図８に示すように、セラミック板４の摺動端面４ａ表面に対し、その中心を通る基準線上にて表面粗さ測定装置により形状プロファイルを測定し、その形状プロファイル上に表れた外縁位置Ｍ，Ｎを結んで端面基準面に相当する基準線を描き、その基準線からのプロファイル曲線のふくらみ高さをクラウニング量Ｈとして求めた。
【００２２】
次いで、タペットの接合部近傍に熱電対をさし込み、フロン系液体中で昇温ないし冷却するとともに、−５０℃、０℃、５０℃、１００℃、１５０℃、２００℃の各温度となったときのクラウニング量Ｈを、上記と同様の方法により測定した。そして、２０℃のクラウニング量を基準値として、各温度で測定された該基準値からのクラウニング変化量の平均値ΔＨを各タペットの摺動面外径Ｄにて標準化した値を縦軸にとり、横軸に測定温度をとって測定結果をプロットしたグラフを図７に示す。これを見てもわかる通り、クラウニング変化量の温度依存性は、タペット径Ｄにて標準化することで、タペット形状によらずほぼ一定の傾向を示すことがわかる。
【００２３】
まず、（Ａ）の関係式から考察する。図７の測定結果から、実際のエンジンでのタペットの使用温度範囲を、余裕を見て−５０〜２００℃と考えたとき、まず低温側限界温度である−５０℃にてクラウニング変化量は、タペット形状によらず＋（０．２×１０−３）Ｄ（μｍ）程度となることがわかる。すなわち、前述の（Ａ）式の左辺であるＨ＋（０．２×１０−３）Ｄは、エンジン始動時等において予想される余裕を見込んだ使用最低温度を−５０℃として、その時に見込まれるクラウニング量を表す値ということになる。そして、後述する実験結果からも明らかな通り、このＨ＋（０．２×１０−３）Ｄ（μｍ）を、（３×１０−３）Ｄ（μｍ）未満に設定することで、実使用時のほとんどの使用最低温度にてクラウニングが過剰となる不具合が効果的に回避され、ひいては冷熱サイクル付加時のセラミック体の耐疲労性能が飛躍的に向上する効果を達成できるのである。また、タペットの製造工程において、Ｈを上記の範囲にて管理することで、セラミック体の耐疲労性能に関する不良発生頻度を大幅に減少させることができる。なお、Ｈ＋（０．２×１０−３）Ｄは、望ましくは（２．５×１０−３）Ｄ（μｍ）未満とするのがよい。
【００２４】
次に、（Ｂ）の関係式は次のように考察される。前述の通り、図４において、クラウニング量Ｈは、セラミック体の摺動端面の外縁が作る端面基準面からの、摺動端面の突出高さにより定量化することができる。摺動端面が金属体あるいはセラミック体の中心軸線と直交している場合は、突出高さＨの実質的に全てが、相手材から受ける摺動力を摺動部品の軸線周り回転力に変換する有効クラウニング量として寄与する形となる。しかしながら、セラミック体と金属体との接合面の傾斜や粗さ、あるいはろう材層厚さの分布等により、端面基準面が部品の中心軸線に対して傾いていると、突出高さＨのすべてが必ずしも有効クラウニング量として寄与しなくなる。前述の通り、直角度Ｆは、この傾斜の度合いを規定するパラメータである。
【００２５】
クラウニングを施した摺動端面の最大高さを与える位置は、該端面の概ね中央付近、すなわち端面基準面と中心軸線との交点を基準位置Ｇとすれば、そのＧの近傍に表れる。しかしながら、端面基準面が傾斜している場合は、最低点Ｂ側において、上記定義した直角度Ｆの１／２だけ摺動端面が中心軸線後方側に沈み込む形となる。換言すれば、この位置ではクラウニング量Ｈが０．５Ｆだけ目減りする形になるわけである。従って、全クラウニング量Ｈのうち、有効に機能するのはＨ−０．５Ｆ（＝Ｈef：有効クラウニング量という）のみということになる。なお、図４では直角度Ｆやクラウニング量Ｈを誇張して表しており、全クラウニング量は基準位置Ｇからの中心軸線方向の突出高さＨ’を用いるのがより正確であるようにも見えるが、実際には、ＦやＨの値は端面径Ｄと比較してはるかに小さいことから、Ｈ’をＨにより代用しても実質的な差異はほとんど生じない。
【００２６】
さて、図７において、高温側限界温度である２００℃でのクラウニング変化量は、タペット形状によらず−（０．５×１０−３）Ｄ（μｍ）程度となることがわかる。すなわち、前述の（Ｂ）式の左辺であるＨ−（０．５×１０−３）Ｄは、エンジン始動時等において予想される、余裕を見込んだ使用最高温度を２００℃として、その時の減少分を見込んだクラウニング量を表す値ということになる。そして、後述する実験結果からも明らかな通り、このＨ−（０．５×１０−３）Ｄ（μｍ）の値を、端面基準面の傾斜による目減り分０．５Ｆよりも大きく設定することで、実使用時のほとんどの使用最高温度にて、クラウニングが不足する不具合が解消され、ひいては高温使用時の片当り現象を極めて効果的に防止することができる。また、タペットの製造工程において、Ｈを上記の範囲にて管理することで、片当り不良の発生頻度を大幅に減少させることができる。なお、Ｈ−（０．５×１０−３）Ｄの値は、望ましくは０．７Ｆ（μｍ）以上とするのがよい。
【００２７】
なお、上記（Ａ）及び（Ｂ）の関係式にてクラウニング量Ｈを設定することによる、前記した効果をより高めるためには、セラミック体４は、厚さを０．５〜２．５ｍｍ程度に設定しておくことが望ましい。セラミック体４の厚さが０．５ｍｍ未満では、耐疲労特性が十分に確保できない場合がある。また、セラミック体４の厚さが２．５ｍｍを超えると、セラミック体４の剛性が高くなり所定のクラウニングが得られなくなる。
【００２８】
次に、金属体を構成するＦｅ系材料としては、各種炭素鋼、合金鋼（ステンレス鋼あるいは耐熱鋼を含む）、あるいは鋳鉄を使用できる。例えばＪＩＳに規定されたものでは、次のようなものを例示できる（組成の単位は重量％）。
(1)機械構造用Ｎｉ−Ｃｒ−Ｍｏ鋼：ＳＮＣＭ６３０（Ｃ：０．２５〜０．３５、Ｓｉ：０．１５〜０．３５、Ｍｎ：０．３５〜０．６０、Ｎｉ：２．５〜３．５、Ｃｒ：２．５〜３．５、Ｍｏ：０．５〜０．７、残Ｆｅ（単位：重量％、以下同じ））、ＳＮＣＭ４３９（Ｃ：０．３６〜０．４３、Ｓｉ：０．１５〜０．３５、Ｍｎ：０．６〜０．９０、Ｎｉ：１．６〜２．０、Ｃｒ：０．６〜１．０、Ｍｏ：０．１５〜０．３、残Ｆｅ）、ＳＮＣＭ４４７（Ｃ：０．４４〜０．５０、Ｓｉ：０．１５〜０．３５、Ｍｎ：０．６〜０．９０、Ｎｉ：１．６〜２．０、Ｃｒ：０．６〜１．０、Ｍｏ：０．１５〜０．３、残Ｆｅ）等。
(2)機械構造用Ｃｒ−Ｍｏ鋼：ＳＣＭ４４５（Ｃ：０．４３〜０．４８、Ｓｉ：０．１５〜０．３５、Ｍｎ：０．６〜０．８５、Ｃｒ：０．９〜１．２、Ｍｏ：０．１５〜０．３、残Ｆｅ）等。
(3)機械構造用Ｃｒ鋼：ＳＣｒ４４０（Ｃ：０．４３〜０．４８、Ｓｉ：０．１５〜０．３５、Ｍｎ：０．６〜０．８５、Ｃｒ：０．９〜１．２、残Ｆｅ）、ＳＣｒ４１５（Ｃ：０．１３〜０．１８、Ｍｎ：０．６０〜０．８５、Ｃｒ：０．９０〜１．２０、残Ｆｅ（単位：重量％））等。
(4)機械構造用炭素鋼：Ｓ５０Ｃ（Ｃ：０．４７〜０．５３、Ｍｎ：０．６〜０．９、残Ｆｅ）等。
【００２９】
また、セラミック体は、上記の通り窒化珪素を主体に構成することができる。窒化珪素は機械的強度、耐磨耗性及び耐食性に優れ、例えばタペットなど、高温・高負荷かつ腐食性の苛酷な環境下で使用される動弁系摺動部品においても、十分な強度及び耐久性を確保することが可能である。なお、窒化珪素以外では、サイアロン、炭化珪素、窒化アルミニウム等も使用も可能である。
【００３０】
また、ろう材層を形成するためのろう材は、Ａｇを主成分とするＡｇ系ろう材を使用することができる。本発明にて使用可能なＡｇ系ろう材には、Ａｇ−Ｃｕ−Ｔｉ系ろう材（Ｃｕ：２０〜４０、Ｔｉ：０．５〜４、残部Ａｇ（単位：重量％、以下同じ））、Ａｇ−Ｃｕ−Ｉｎ−Ｔｉ系ろう材（Ｃｕ：１５〜３０、Ｉｎ：８〜１５、Ｔｉ：０．５〜４、残部Ａｇ）等がある。Ａｇ系ろう材を使用した場合のろう材層の厚さは、５〜６０μｍの範囲にて調整するのがよい。厚さが６０μｍを超えると、接合強度の低下を招く場合がある。一方、厚さが５μｍ未満では接合不良（接合面積率の不足等）につながる場合がある。
【００３１】
一方、Ｃｕを主成分とするＣｕ系ろう材を使用すれば、ろう材層の耐熱性、ひいては接合体の高温接合強度をさらに高めることができる。Ｃｕ系ろう材としては、Ｃｕを８０重量％以上含有するものを使用することで、接合部の耐熱性にとりわけ優れた接合体を得ることができる。Ｃｕ系ろう材としては、具体的にはＣｕ−Ａｌ−Ｓｉ−Ｔｉ系のろう材を使用することができる。Ｃｕの含有量は前述の通り８０重量％以上に設定することで、ろう材層の耐熱性が特に良好となる。Ａｌは主にろう材の融点を調整する働きをなし、含有量が高いほどろう材の融点が低下する。一方、Ｓｉはろう材が溶融してできる液相の流れ性を高め、空隙等の欠陥が少ない接合構造を形成するのに寄与する。ただし、Ｓｉ含有量が０．１重量％未満になると液相の流動性改善効果が乏しくなり、逆に８重量％を超えるとろう材層が脆弱化して接合強度の低下につながる場合がある。
【００３２】
なお、活性金属成分たるＴｉ（ＺｒやＨｆ等も使用できる）が１０重量％を超えるとセラミックス被接合体との界面反応生成物の量が増大して接合強度が低下するため、活性金属の含有量は１０重量％以下、望ましくは５重量％以下の範囲で調整するのがよい。なお、Ａｌの含有量は、Ｓｉ及び活性金属成分の含有量と、ろう材の狙い融点（固相線温度）とを勘案して、０．１〜５重量％の範囲で適宜調整する。なお、上記以外のＣｕ系ろう材としては、Ｃｕ−Ｐｄ−Ｓｉ−Ｔｉ系、Ｃｕ−Ｓｉ−Ｔｉ系、Ｃｕ−Ｓｉ系等を使用できる。
【００３３】
Ｃｕ系ろう材を使用した場合のろう材層の厚さは、３０〜１００μｍの範囲にて調整するのがよい。厚さが１００μｍを超えると、接合強度の低下を招く場合がある。一方、厚さが３０μｍ未満では接合不良（接合面積率の不足等）につながる場合がある。
【００３４】
なお、ろう材層と金属体あるいはセラミック体との各隣接境界（あるいは接合界面）は、成分拡散等のため一般には不明瞭となることが多い。具体的には、各隣接境界付近に、成分の拡散ないし反応により拡散層あるいは反応層（以下、両者を総称して拡散・反応層という）が形成されることがある。本明細書においては、図３に示すように、金属体とセラミック体との接合方向において、セラミック体を構成する金属イオンあるいは珪素イオン等のカチオン成分のうち、最も含有量の高いもの（以下、主カチオン成分という）の濃度をセラミック体側からろう材層側に向けて分析した場合に、該主カチオン成分濃度の分析値レベルが、その平均濃度Ｃmの１／２となる位置を、セラミック体とろう材層との境界ＢXとして定めるものとする。また、同様に金属体を構成する金属成分のうち、最も含有量の高いもの（以下、主金属成分という）の濃度を金属体側からろう材層側に向けて分析した場合に、該主金属成分濃度の分析値レベルが、その平均濃度Ｍmの１／２となる位置を、金属体とろう材層との境界ＢYとして定めるものとする。そして、両境界間の距離をろう材層の厚さｔとして定義する（ただし、ろう材層の厚さに分布を生じている場合には、その平均値にて代表させるものとする）。なお、こような分析は、電子プローブ・マイクロ・アナライザ（ＥＰＭＡ）、ＥＤＳ（エネルギー分散型Ｘ線分光）及びＷＤＳ（波長分散型Ｘ線分光）、オージェ電子分光法（ＡＥＳ）等の公知の方法により実施することができる。
【００３５】
なお、上記の実施例では、図５（ａ）に示すように、セラミック体を金属体に直接ろう付け接合していたが、同図（ｂ）に示すように、セラミック体を接合熱処理時等における金属体とセラミック体との間の熱膨張差に起因した残留応力（あるいは熱応力）を緩和するために、金属体とろう材層との間に中間層（あるいは緩衝板）を介挿することもできる。この中間層は、例えばＣｕやＮｉ等の軟質金属を主体とするもので構成でき、自身の塑性変形により上記残留応力を緩和する効果をさらに高める働きをなす。また、Ｗ合金やコバール等、セラミック部と金属本体部との中間の線膨張係数を有する材質で中間層を構成してもよい。なお、中間層は、上記材質の薄板を金属体側にろう付け等により接合する一方、セラミック部側には上記ろう材層を介して同様にろう付け接合することができる。この場合、接合により一体化した金属体と中間層との全体をあらためて金属体とみなおせば、当該構造も本発明の請求項に記載した接合体の構成を有していると見ることができる。
【００３６】
なお、本発明において、タペットの形状は図２に示すものに限定されない。例えば、図６（ａ）に示すように、プッシュロッド挿通孔１ｃを摺動基体部２ｂ内に入り込む位置まで延長してもよいし、同図（ｂ）に示すように、本体部２ａと摺動基体部２ｂをほぼ同一径とし、全体をカップ状に構成してもよい。
【００３７】
【実施例】
（実施例１）
本発明のタペット（接合体）１の性能を確認するために、以下の条件で試作品を製作した。まず、鋼材として、ＪＩＳに規定された合金鋼ＳＮＣＭ４３９を鍛造、機械研削することにより図２に示した形状のタペット金具２を作製した。他方、Ｓｉ３Ｎ４原料１００重量部に対し、Ａｌ２Ｏ３−Ｙ２Ｏ３系焼結助剤を１０重量部と、成形バインダ５重量部とを配合して金型プレスにて成形し、さらに脱バインダした後、Ｎ２ガス雰囲気で１７００℃にて２時間焼成して、円板状の焼成体を得た。こうして得られた焼成体の両面を研削してセラミック板４を作製した。そして、上記タペット金具２とセラミック板４との間にろう材箔を挟み込み、真空雰囲気にてろう付け接合することにより、図２に示す形状の各種寸法のタペット１を得た。なお、タペットは、表１の（I）〜（III）の３種類の寸法を採用している。
【００３８】
また、使用したろう材箔と、ろう付け条件は以下の通りである（組成の単位は重量％）。
（ａ）Ａｇ−Ｃｕ−Ｉｎ−Ｔｉ系ろう材（Ｃｕ：２３、Ｉｎ：２５、Ｔｉ：２．０、残部Ａｇ、厚さ０．０５ｍｍ）：８００℃×３０分；Ｎ２ガス置換冷却
（ｂ）Ａｇ−Ｃｕ−Ｔｉ系ろう材（Ｃｕ：２８、Ｔｉ：２．０、残部Ａｇ、厚さ０．０５ｍｍ）：８５０℃×３０分；Ｎ２ガス置換冷却
（ｃ）Ｃｕ−Ｓｉ−Ｔｉ系ろう材（Ｓｉ：３．０、Ｔｉ：３．０、残部Ｃｕ、厚さ０．０５ｍｍ）：１０５０℃×３０分；Ｎ２ガス置換冷却
【００３９】
（I）〜（III）のタペットを（I）、（II）はエンジン２台分（各２４個）、（III）はエンジン１台分（２４個）製作し、実機モータリング耐久試験及び冷熱サイクル試験に供試した。まず、試験に先立ち、以下のデータを収集した。
(1)クラウニング量Ｈ
２０℃での値。測定方法は、図８によりすでに説明済み。
(2)直角度Ｆ
２０℃での値。図９に示すように、タペット金具２の本体部２ａをＶブロックにて支持し、これを回転させながら、摺動端面４ａの外縁部の中心軸線方向の振れ量をダイヤルゲージにて測定するとともに、このときの全振れ幅を直角度Ｆとした。
(3)接合部の状態
超音波探傷装置にて、タペット金具２とセラミック板４とのろう付部の接着面積率を全数測定した。
【００４０】
次に、表１の（I）〜（III）のタペットをカムモータリング試験機に装着し、以下の条件にて実機モータリング耐久試験を行った。使用したエンジンを表１に、試験条件を表２に示している。これら条件は、いずれも実車１００万ｋｍ走行相当の衝撃を想定した過酷なものであり、エンジンオイルも５万キロ走行相当の劣化品を使用して、エンジン温度が比較的上昇しやすい環境を作為的に形成している。なお、耐久性評価は、耐久前後で超音波探傷法による接合面積率が１％以上変化したもの（剥離発生に相当）をＮＧとした。次に、この実機モータリング耐久試験後に剥離未発生のものを、気相の冷熱サイクル試験装置に組み込み、−５０℃×１ｈｒ及び２００℃×１ｈｒのサイクルを５０００サイクル繰り返して、耐久前後で接合面積率が１％以上変化したものをＮＧと判定した。以上の結果を表３〜５に示す。
【００４１】
【表２】
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【００４２】
【表３】
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【００４３】
【表４】
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【００４４】
【表５】
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【００４５】
この結果から明らかなように、タペットの寸法やろう材の材質によらず、前記した（Ｂ）の関係式を満足しているものは実機モータリング耐久試験に合格し、さらに（Ａ）の関係式を満足しているものは冷熱サイクル試験においても良好な結果を示していることがわかる。
【図面の簡単な説明】
【図１】  本発明のタペットを含むオーバーヘッドバルブ機構の正面図。
【図２】  図１のタペットの拡大図。
【図３】  ろう材層の概念を示す説明図。
【図４】  クラウニングと直角度との関係を誇張して示す模式図。
【図５】  セラミック体と金属体との接合形態をいくつか例示して示す模式図。
【図６】  タペットのいくつかの変形例を示す縦断面図。
【図７】  クラウニング量変化の温度依存性を示すグラフ。
【図８】  摺動面の形状プロファイルからクラウニング量を求める原理を示す説明図。
【図９】  直角度の測定方法の説明図。
【符号の説明】
１  タペット（摺動部品）
２  タペット金具（金属体）
３  ろう材層
４  セラミック板（セラミック体）
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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