(57)【要約】  この内燃機関用ピストンは、鋼製の第１部品と、前記第１部品に対し環状の接合層を介して接合されたアルミニウム合金製の第２部品とを備え、前記接合層の厚さが、前記接合層の内周側及び外周側の双方とも１．０μｍ以上２０．０μｍ以下である。
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
鋼製の第１部品と、前記第１部品に対し環状の接合層を介して接合されたアルミニウム合金製の第２部品とを備え、
前記接合層の厚さが、前記接合層の内周側及び外周側の双方とも１．０μｍ以上２０．０μｍ以下である
ことを特徴とする内燃機関用ピストン。
【請求項２】
前記接合層の、前記外周側における前記厚みから前記内周側における前記厚みを差し引いた差分が、１０．０μｍ以下である
ことを特徴とする請求項１に記載の内燃機関用ピストン。
【請求項３】
請求項１又は２に記載の内燃機関用ピストンの製造方法であって、
前記第１部品を定位置に固定する工程と、
前記第２部品を回転させながら前記第１部品に対し押し付けて摩擦加熱する工程と、
前記第２部品の回転を停止させた後、前記第２部品を前記第１部品に対し押し付けて前記接合層を形成する工程と、
を有し、
前記摩擦加熱する工程で、前記第１部品及び前記第２部品間の接合位置よりも前記第２部品側の位置における前記第２部品の外周面に対し、冷却流体を供給する
ことを特徴とする内燃機関用ピストンの製造方法。
【請求項４】
前記摩擦加熱する工程で、
前記第２部品を１０００ｒｐｍ〜２５００ｒｐｍの回転数で回転させながら前記第１部品に対し２．０ＭＰａ以上２０．０ＭＰａ以下の押し付け力で１０．０秒以上６０．０秒以下、押し付け、
前記接合層を形成する工程で、
前記第２部品を前記第１部品に対し１０．０ＭＰａ以上５０．０ＭＰａ以下かつ前記摩擦加熱する工程よりも大きい押し付け力で１．０秒以上１０．０秒以下、押し付ける、
ことを特徴とする請求項３に記載の内燃機関用ピストンの製造方法。
【請求項５】
前記摩擦加熱する工程で、前記第２部品の外周面の温度を２００℃以上５５０℃以下にする
ことを特徴とする請求項３または４に記載の内燃機関用ピストンの製造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、内燃機関用ピストン及びその製造方法に関する。
本願は、２０１７年７月１４日に、日本国に出願された特願２０１７−１３８４４５号に基づき優先権を主張し、その内容をここに援用する。
【背景技術】
【０００２】
自動車用エンジンの高出力化及び低燃費化に伴い、シリンダー内の燃焼温度及び燃焼圧力が高くなりつつある。中でも、ディーゼルエンジン用のピストンは高温耐久性が特に求められる。加えて、ピストンが上下運動する際の、慣性力による動力損失を減らすために、ピストンの軽量化も求められている。さらに、ピストンスカート部及びシリンダーは燃焼に伴う温度上昇によって熱膨張するが、これらの間の隙間を一定に保つために、ピストンスカート部の熱膨張率をシリンダーの熱膨張率と同程度にする必要もある。【０００３】
従来のディーゼルエンジン用ピストンとしては、軽量化のためにＪＩＳ  ＡＣ８Ａ等のアルミニウム合金を鋳造して製造されたものが用いられてきた。しかし、アルミニウム合金で製造されたピストンは、高温耐久温度が約３００℃と低いという問題がある。【０００４】
上述のような内燃機関用ピストンが、各種提案されている。
例えば特許文献１には、基地組織がδフェライト−マルテンサイトでかつ組織中の共晶炭化物が３μｍ以下で共晶コロニーを形成する鋳鋼を用いたピストンが提案されている。鋳造による一体物として製造する場合、ニアネットシェイプで製造できるので、機械加工等のコストを低減できるメリットがある。【０００５】
しかし、鋳鋼によって製造されるピストンは、その製造上の制約により、ピストンの肉厚を薄くすることに限界がある。加えて、ピストン全体の材質が鋼であるため、ピストンの重量が大きいという問題がある。【０００６】
また、特許文献２には、ピストンのリング部にクーリングチャンネルを設けるために、ピストンを上下部品に分割してそれぞれを鍛造し、その後、これら上下部品をレーザーで接合して一体化することが提案されている。ここで、ピストンの頭頂部側をピストン上部、ピストンスカート側をピストン下部とする。【０００７】
しかし、レーザー接合に際しては、その接合方向に関する制約があることから、上下部品の形状にも制約が生じる。また、レーザー接合は溶融接合であるため、アルミニウム合金と鋼の接合により形成される合金層が厚くなる。この合金層は脆化組織を含むため、厚い合金層は接合強度の低下を招く。【０００８】
また、特許文献３には、ピストンの耐熱性及び軽量化を目的とした構造が開示されている。すなわち、ピストン上部に耐熱性が高い鋼を用いる一方、ピストン下部に軽量化を目的としてアルミニウム合金を用いる。そして、これらピストン上部及びピストン下部間を摩擦接合によって一体化する。
しかし、鋼とアルミニウム合金を接合するピストンでは、往復運動による接合部にかかる荷重が大きくなるため、接合面積を大きくする必要がある。そのため、摩擦圧接時に接合面の回転軸より遠い外側の接合強度が高くなる条件で接合しても、接合面の回転軸に近い内側は未接合となる問題があった。逆に、接合面の回転軸に近い内側の接合強度が高くなる条件で接合すると、外側は合金層が厚くなり、接合強度が低くなるという問題があった。
【先行技術文献】
【特許文献】
【０００９】
【特許文献１】国際公開第２００４／０９４８０８号
【特許文献２】日本国特表２０１４−５３１５５８号公報
【特許文献３】日本国特開２０００−３０３９０４号公報
【発明の概要】
【発明が解決しようとする課題】
【００１０】
ピストンスカート部に４０００番系のアルミニウム合金を用いる場合、膨張率を低く抑えることができる。しかし、アルミニウム合金中にＳｉを多量に含有するため、表面に酸化膜が厚く付着する。また、４０００番系のアルミニウム合金は、他のアルミニウム合金と比較して低融点である。そのため、上記特許文献３のようにピストンスカート部を摩擦接合する場合、酸化膜を除去するために摩擦力を大きくすると、アルミニウム合金の一部が溶融して鋼との界面に金属間化合物を生成するという問題がある。【００１１】
前述したように、ディーゼルエンジン用ピストンには、燃焼効率改善のためのピストン軽量化と、ピストン上部の高温耐久性との両方が求められる。また、ディーゼルエンジンを低温で始動させてから高温で高負荷運転するまでの間、ピストンスカート部とシリンダーとの隙間を一定にするために、ピストンスカート部は低膨張率であることも求められる。【００１２】
上記の軽量化を優先させてピストン全体をアルミニウム合金で製造した場合、ピストン上部の高温疲労特性が低くなり、耐久性が問題になる。逆に、耐久性を優先させてピストン全体を鋼で製造した場合、重量が大きくなり、燃費効率が低下する。【００１３】
これら問題の双方を解決するためには、ピストン上部を耐熱性に優れた鋼製とするとともにピストン下部を軽量なアルミニウム合金製とし、これらピストン上部及びピストン下部間を摩擦接合により固相接合することが好ましい。しかし、摩擦接合の温度が高くなると、これらピストン上部及びピストン下部間の接合界面に、鋼−アルミニウム合金からなる遷移層が厚く生成される。この遷移層は、脆化組織を含むので、遷移層が厚く生成されると、ピストン上部及びピストン下部間の接合強度が低下する。【００１４】
上記特許文献３に開示の技術も同様の問題を有している。すなわち、ピストン上部及びピストン下部間の摩擦接合に際し、これらの接合面内の回転軸に近い側を内周側、そして回転軸より遠い側を外周側とした場合、外周側の遷移層を適切な厚みにしても、内周側の厚みが足りないために酸化層が除去しきれず、接合強度が低いことがある。逆に、内周側の遷移層を適切な厚みにした結果、外周側の厚みが厚すぎて脆くなり、接合強度が低くなることもある。【００１５】
本発明は、上記事情に鑑みてなされたものであり、耐久性が高く軽量な内燃機関用ピストンとその製造方法の提供を目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１６】
本発明は、上記課題を解決して係る目的を達成するために、以下の態様を採用した。
（１）本発明の一態様に係る内燃機関用ピストンは、鋼製の第１部品と、前記第１部品に対し環状の接合層を介して接合されたアルミニウム合金製の第２部品とを備え、前記接合層の厚さが、前記接合層の内周側及び外周側の双方とも１．０μｍ以上２０．０μｍ以下である。
上記（１）に記載の態様によれば、耐熱性が高い鋼製の第１部品と、軽量なアルミニウム合金製の第２部品との組み合わせにより、高い耐久性と軽量化とを両立できる。さらに、接合層の内周側及び外周側の双方が１．０μｍ〜２０．０μｍの範囲内にあるので、接合層が過度に厚みを持って脆化したり、または接合層が過度に薄くなって十分な接合強度が保てなかったりする不具合も回避出来る。【００１７】
（２）上記（１）に記載の内燃機関用ピストンにおいて、前記接合層の、前記外周側における前記厚みから前記内周側における前記厚みを差し引いた差分が、１０．０μｍ以下であってもよい。
上記（２）に記載の場合、径方向に沿って均等な接合強度を得ることが出来る。【００１８】
（３）本発明の他の態様は、上記（１）または上記（２）に記載の内燃機関用ピストンの製造方法であって、前記第１部品を定位置に固定する工程と、前記第２部品を回転させながら前記第１部品に対し押し付けて摩擦加熱する工程と、前記第２部品の回転を停止させた後、前記第２部品を前記第１部品に対し押し付けて前記接合層を形成する工程と、を有し、前記摩擦加熱する工程で、前記第１部品及び前記第２部品間の接合位置よりも前記第２部品側の位置における前記第２部品の外周面に対し、冷却流体を供給する。
上記（３）に記載の態様によれば、第１部品及び第２部品間の接合層を、その内周側及び外周側の双方において１．０μｍ〜２０．０μｍの範囲内の厚みに形成できる。よって、第１部品に対して高い接合強度をもって第２部品を接合させることができる。【００１９】
（４）上記（３）に記載の燃焼機関用ピストンの製造方法において、以下のようにしてもよい：前記摩擦加熱する工程で、前記第２部品を１０００ｒｐｍ〜２５００ｒｐｍの回転数で回転させながら前記第１部品に対し２．０ＭＰａ以上２０．０ＭＰａ以下の押し付け力で１０．０秒以上６０．０秒以下、押し付け、前記接合層を形成する工程で、前記第２部品を前記第１部品に対し１０．０ＭＰａ以上５０．０ＭＰａ以下かつ前記摩擦加熱する工程よりも大きい押し付け力で１．０秒以上１０．０秒以下、押し付ける。
上記（４）に記載の場合、より確実に、接合層を適切な厚みに形成することができる。【００２０】
（５）上記（３）または（４）に記載の燃焼機関用ピストンの製造方法において、前記摩擦加熱する工程で、前記第２部品の外周面の温度を２００℃以上５５０℃以下にしてもよい。
上記（５）に記載の場合、接合層の外周側の厚みをより適切な厚みに管理できる。
【発明の効果】
【００２１】
本発明の上記各態様によれば、耐久性が高く軽量な内燃機関用ピストンとその製造方法を提供できる。
【図面の簡単な説明】
【００２２】
【図１】本発明の一実施形態に係る内燃機関用ピストンの斜視図である。
【図２Ａ】同内燃機関用ピストンを図１のＡ−Ａ断面で見た断面図である。
【図２Ｂ】同内燃機関用ピストンを図１のＢ−Ｂ断面で見た断面図である。
【図３Ａ】同内燃機関用ピストンのピストン上部を図１のＡ−Ａ断面で見た断面図である。
【図３Ｂ】同内燃機関用ピストンのピストン上部を図１のＢ−Ｂ断面で見た断面図である。
【図４Ａ】同内燃機関用ピストンのピストン下部を図１のＡ−Ａ断面で見た断面図である。
【図４Ｂ】同内燃機関用ピストンのピストン下部を図１のＢ−Ｂ断面で見た断面図である。
【図５】同内燃機関用ピストンのピストン上部の接合面とピストン下部の接合面とを同軸に重ね合わせた説明図である。
【図６】同内燃機関用ピストン製造装置の一例を示す模式図である。
【図７】図６のＣ部拡大図である。
【図８Ａ】同実施形態に係る内燃機関用ピストンの製造方法を示すフローチャートである。
【図８Ｂ】図８Ａの続きを示すフローチャートである。Ａに相当する断面図である。
【発明を実施するための形態】
【００２３】
本発明の一実施形態に係る内燃機関用ピストン及びその製造方法を、図面を参照しながら以下に説明する。
図１は、本実施形態に係る内燃機関用ピストン１の斜視図である。図２Ａは、同内燃機関用ピストンを図１のＡ−Ａ断面で見た断面図である。図２Ｂは、同内燃機関用ピストンを図１のＢ−Ｂ断面で見た断面図である。図３Ａは、同内燃機関用ピストンのピストン上部を図１のＡ−Ａ断面で見た断面図である。図３Ｂは、同内燃機関用ピストンのピストン上部を図１のＢ−Ｂ断面で見た断面図である。図４Ａは、同内燃機関用ピストンのピストン下部を図１のＡ−Ａ断面で見た断面図である。図４Ｂは、同内燃機関用ピストンのピストン下部を図１のＢ−Ｂ断面で見た断面図である。
なお、各図における符号ＣＬは、内燃機関用ピストン１の中心軸線を示す。
【００２４】
内燃機関用ピストン１は、自動車用エンジン、特にディーゼルエンジンへの用途に適したピストンである。
図１〜図２Ｂに示すように、内燃機関用ピストン１は、円盤状のピストン上部２（第１部品）と、このピストン上部２の下面に一体に接合された筒状のピストン下部３（第２部品）と、を備えている。
【００２５】
図３Ａ及び図３Ｂに示すように、ピストン上部２の上面をなす頂部２ｂには、燃焼室の一部を形成するキャビティ２ａが形成されている。キャビティ２ａは、中心軸線ＣＬと同軸に形成された略円環状の凹部空間であり、その中央部分２ａ１が上方に向かって隆起している。
また、ピストン上部２の接合面をなす下面２ｃには、クーリングチャンネル２ｄ及び凹所２ｅが形成されている。クーリングチャンネル２ｄは、中心軸線ＣＬと同軸に形成された円環状の流路である。また、凹所２ｅも、中心軸線ＣＬと同軸をなすように、前記中央部分２ａ１の裏面側に形成されている。凹所２ｅは、図３Ａに示す断面で見た場合と、図３Ｂに示す断面で見た場合とで断面形状が異なっており、軸線ＣＬに直交する左右方向の幅寸法が互いに異なっている。
さらに、ピストン上部２の外周面２ｆには、トップリング溝２ｆ１，セカンドリング溝２ｆ２，サードリング溝２ｆ３が中心軸線ＣＬと同軸をなすように、上から下に向かってこの順に並んで形成されている。
【００２６】
図４Ａ及び図４Ｂに示すように、ピストン下部３は、スカート部３ａを有する。
図１に示すように、スカート部３ａは一部が切り欠かれた概略筒状をなしており、一対の円弧外周面３ｂと、これら円弧外周面３ｂの両側縁間に形成された一対の切り欠き面３ｃとを有している。各円弧外周面３ｂは、図２Ａに示すように、ピストン上部２の外周面２ｆと同じ外径寸法を有し、面一になっている。
【００２７】
一方、図１に示すように、各切り欠き面３ｃは、円弧外周面３ｂよりも凹んでＶ字状をなす２平面３ｃ１，３ｃ２により形成されている。さらに、これら２平面３ｃ１，３ｃ２より、内燃機関用ピストン１の径方向外方に向かって膨らむボス部３ｄが形成されている。このボス部３ｄは、図２Ａ及び図２Ｂに示すように、スカート部３ａの内部においても内燃機関用ピストン１の径方向内方に向かって膨らんでいる。このように形成された一対のボス部３ｄには、図示されないピストンピンを挿通させるピストンピン穴３ｄ１がそれぞれ形成されている。これら一対のピストンピン穴３ｄ１は、共通の軸線ＰＣＬを有している。この軸線ＰＣＬが、挿通された前記ピストンピンの軸線と一致する。
【００２８】
また、図４Ａ及び図４Ｂに示すピストン下部３の上面３ｅは、ピストン上部２の下面２ｃに接合する接合面となっている。上面３ｅには、前記クーリングチャンネル２ｄと共に流路を形成する環状のクーリングチャンネル３ｆが形成されている。さらに、上面３ｅには、ピストン上部２の凹所２ｅに連なる開口３ｇが形成されている。この開口３ｇは、凹所２ｅの開口と同一形状を有し、そして、スカート部３ａの内部空間に連通している。開口３ｇは、図４Ａに示す断面で見た場合と、図４Ｂに示す断面で見た場合とで断面形状が異なっており、軸線ＣＬに直交する左右方向の幅寸法が互いに異なっている。
以上説明のように、上面３ｅと下面２ｃは、互いに同一形状を有している。そして、下面２ｃに対して上面３ｅが摩擦接合することで、図２Ａ及び図２Ｂに示す太線位置に遷移層ａ（以下、Ｆｅ−Ａｌ遷移層と称する）が形成されている。
【００２９】
以上説明の構成を有する内燃機関用ピストン１のうち、特にピストン上部２は、シリンダー内部の燃焼によって高温に晒される。内燃機関用ピストン１の燃焼効率は、その燃焼室内において高温かつ高圧縮の燃焼を行うことにより向上する。よって、燃焼効率を高めるためには、ピストン上部２の十分な高温疲労強度が求められる。
【００３０】
しかしながら、アルミニウム合金は高温疲労強度が低いため、高温及び高圧縮で燃焼室内を燃焼させることができない。そのため、ピストン上部２には高温疲労強度が高い鋼を用いる。具体的には、鋼を、鋳造、熱間鍛造、もしくは冷間鍛造することにより、図２Ａ，図３Ａ及び図３Ｂに示す形状に成形することで、ピストン上部２を得る。用いる鋼としては、低合金鋼であるＳＣＭ４３５またはＳＣＭ４４０を好適に採用することができる。
【００３１】
しかし、ピストン上部２に加えてピストン下部３も鋼製とすると、内燃機関用ピストン１全体としての重量が過度に増す。この場合、内燃機関用ピストン１が上下運動する際の慣性重量が大きくなり、エネルギーロスが増大する。したがって、ピストン下部３はアルミニウム合金製とする。すなわち、アルミニウム合金を冷間鍛造することにより、図４Ａ及び図４Ｂに示すような形状のピストン下部３を得る。アルミニウム合金としては、一般的な４０００番系を好適に用いることができる。
【００３２】
ピストン上部２を鋼により製造するとともにピストン下部３をアルミニウム合金で製造した後、ピストン上部２に対してピストン下部３を接合することで、軽量化及び高い高温疲労強度を両立した内燃機関用ピストン１を得ることができる。
【００３３】
しかし、鋼製のピストン上部２とアルミニウム合金製のピストン下部３との界面を一旦溶融させて接合する方法では、接合界面に鋼とアルミニウム合金からなる脆い合金層が厚く形成され、ピストン上部２及びピストン下部３間の接合強度を保てない。
そこで、接合界面に合金層が殆ど形成されない固相接合である摩擦攪拌接合（Ｆｒｉｃｔｉｏｎ  Ｓｔｉｒ  Ｗｅｌｄｉｎｇ。以下、単に摩擦接合と言う）を採用することが考えられる。摩擦接合をした場合、ピストン上部２及びピストン下部３間の接合面では、鋼とアルミニウム合金の母材とが溶け合っているのではなく、両方の母材同士が拡散し合って薄い層を形成することで接合している。この手法によれば、接合面に厚い合金層が生成されず、高い接合強度を実現できる。
摩擦接合によってピストン上部２及びピストン下部３間を固相接合するには、まずピストン上部２を固定し、続いてピストン下部３を回転させながらピストン上部２に押し付ける。
【００３４】
しかし、ピストン下部３として用いられる４０００番系のアルミニウム合金は、他のアルミニウム合金と比較して融点が低く、しかも表面の酸化膜が厚いという問題がある。酸化膜を除去するために、摩擦接合時の押し付け力及び回転数を高めることも考えられるが、その場合、アルミニウム合金が高温化して一部溶解し、厚いＦｅ−Ａｌ遷移層を形成する。このような厚いＦｅ−Ａｌ遷移層は、ピストン上部２及びピストン下部３間の接合強度を著しく損なう虞がある。逆に、厚いＦｅ−Ａｌ遷移層の形成を避けるために摩擦接合時の押し付け力及び回転数を抑えると、今度は酸化膜が除去しきれずに残り、その結果として、やはり十分な接合強度が得られないという結果になる。
【００３５】
このように、従来の摩擦接合を単純に適用しただけでは、実用に耐えうる接合強度が得られないため、実用化が難しいというのが実情である。本発明者らは、上記状況の中で鋭意検討を進めた結果、摩擦接合により最適な接合強度を得るためのＦｅ−Ａｌ遷移層の厚みに関する条件と、その条件を満足するための最適な製造方法とを得るに至った。
【００３６】
すなわち、度重なる検討の結果、ピストン上部２及びピストン下部３間の接合界面におけるＦｅ−Ａｌ遷移層の厚さが１．０μｍ未満または２０．０μｍ超であると、接合強度が低下することが判明した。なお、「Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さ」とは、鋼製のピストン上部２とアルミニウム合金製のピストン下部３との接合部において、鋼もしくはアルミニウム合金の濃度が質量％で母材の９５％から５％に低下するまでの、軸線ＣＬに沿った長さを意味する。
【００３７】
具体的に言うと、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さが１．０μｍ未満になると、接合面の酸化膜が完全に除去できないため、接合強度が低くなる。逆に、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さが２０．０μｍ以上になると、Ｆｅ−Ａｌ遷移層が脆いために脆性破壊しやすくなり、接合強度が低くなる。
【００３８】
一方、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さが１．０〜２０．０μｍの範囲内であると、ピストン上部２及びピストン下部３間の接合強度が著しく向上する。具体的に言うと、ピストン上部２及びピストン下部３間の接合部における引張強度が、４０００番系のアルミニウム合金の母材の引張強度以上（３００ＭＰａ以上）になる。このように接合部の接合強度が十分に高いときには、内燃機関用ピストン１に対して引張荷重を加えた場合、鋼及び接合部よりも引張強度が低いアルミニウム合金製のピストン下部３で破断する。よって、内燃機関用ピストン１の破断応力は、主にピストン下部３の引張強度によって決まることになる。一方、接合部の接合強度が十分でないときには、引張荷重によって接合部で破断する。この場合には、内燃機関用ピストン１の破断応力は、接合部の接合強度によって決まることになる。
【００３９】
なお、内燃機関用ピストン１の破断応力は、以下の手順により測定した。ピストン上部２側を引張試験用治具（不図示）の定位置に固定し、ピストン下部３のピストンピン穴３ｄ１に軸体（不図示）を挿入し、そして前記軸体を保持する治具を前記軸線ＣＬに沿ってピストン上部２から離間する方向に移動させる。このようにして、ピストン上部２及びピストン下部３間の引張荷重を徐々に増していき、破断が生じた際の引張荷重を、ピストン上部２及びピストン下部３間の接合面積で除算した値を破断応力とする。
【００４０】
前記Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さの下限は、好ましくは１．７μｍであり、より好ましくは５．８μｍである。一方、前記Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さの上限は、好ましくは１９．８μｍであり、より好ましくは１６．８μｍである。
【００４１】
Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さの測定方法について、図５を参照して述べる。図５は、内燃機関用ピストン１のピストン上部２の接合面（下面２ｃ）とピストン下部３の接合面（上面３ｅ）とを同軸に重ね合わせた説明図である。
まず、内燃機関用ピストン１を、軸線ＣＬを含む４断面Ｃ１〜Ｃ４において切断して４個のピースに分ける。４断面Ｃ１〜Ｃ４としては、軸線ＣＬに沿った視線で見て等角度間隔（すなわち９０°間隔）となるように断面を決める。
４断面Ｃ１〜Ｃ４のそれぞれにおいて、ＥＰＭＡによる線分析を行い、アルミニウム成分が９５％である点から５％である点にかけての厚みを求める。その際、ＥＰＭＡのビーム径は、２ｎｍとする。
【００４２】
なお、１カ所の断面において互いに接合していた２つの切断面では、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さが互いに同じであるから、それらのどちらか一方を選んで厚みを求める。また、一断面あたりの測定箇所は、内燃機関用ピストン１の外周側１点と内周側１点の計２点である。これら２点の具体的な位置を図５により説明する。
【００４３】
例えば断面Ｃ３における外周側においては、内燃機関用ピストン１の外周面よりその径方向内側に向かって２０μｍ深さの位置Ｐ１で厚み測定を行う。また、断面Ｃ３における内周側においては、まず、凹所２ｅの開口上の各点と、開口３ｇ上の各点とのうち、中心軸線ＣＬから最も離れた点を定める。そして、定めた点を周上の点としてかつ中心軸線ＣＬを中心とする円を規定する。図５を用いてより具体的に言うと、凹所２ｅの開口と開口３ｇとが同じ形状を有するため、まず開口３ｇの形状に注目する。開口３ｇ上の各点のうちで中心軸線ＣＬから最も離れた点がＰ０である。そこで、点Ｐ０を周上に含んでかつ中心軸線ＣＬを中心とする円ＩＣを規定する。そして、この円ＩＣと断面Ｃ３の交点よりも径方向外方に向かって２０μｍ離れた位置を点Ｐ２とする。
【００４４】
このようにして求めた点Ｐ１，Ｐ２のそれぞれにおいて、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さを求める。同様の測定を、他の断面Ｃ１，Ｃ２，Ｃ４においても行う。全断面Ｃ１〜Ｃ４のそれぞれにおいて２点ずつ厚み測定を行った結果、外周側４点と内周側４点の合計８点の測定結果が得られる。
続いて、外周側である４つの点Ｐ１の厚み測定値の平均値を求める。同様に、内周側である４つの点Ｐ２の厚み測定値の平均値を求める。このようにして求めた外周側の厚み平均値と、内周側の厚み平均値とのいずれもが、上述した１．０〜２０．０μｍの範囲内であれば、十分な結合強度が確保される。
【００４５】
前記内周側の点Ｐ２を規定する際、円ＩＣを基準とした理由について説明する。
摩擦接合においては、ピストン上部２の接合面（下面２ｃ）に対してピストン下部３の接合面（上面３ｅ）を押し付けつつ、回転させる。その際、凹所２ｅ及び開口３ｇが共に円形ではないため、ピストン下部３の回転と共に摩擦を受けたり受けなかったりを繰り返す部分が、下面２ｃ及び上面３ｅ双方の内周側に生じる。そのような部分が図５の円ＩＣよりも内周側であり、強固な摩擦接合を得る上では、円ＩＣよりも外側の環状部分におけるＦｅ−Ａｌ遷移層の厚さを管理することが求められる。このような理由により、安定した摩擦接合が得られる、円ＩＣよりも外側にある上記環状部分内でＦｅ−Ａｌ遷移層の厚さを管理することが求められる。
【００４６】
なお、凹所２ｅ及び開口３ｇの双方を無くして、下面２ｃ及び上面３ｅのそれぞれを単純な円形平面とすることも考えられる。しかし、この場合、円形平面の中央部分の周速が外周部分の周速よりも遅いため、適切な接合強度が得られない虞がある。そのため、下面２ｃ及び上面３ｅとしては、中央部分が開口した略環状面であることが好ましい。
【００４７】
一方、上記環状部分内でも、内周側と外周側とでは周速が異なるため、周速の遅い内周側よりも周速の早い外周側の方がＦｅ−Ａｌ遷移層の厚さが厚くなる傾向にある。
アルミニウム合金からなるピストン下部３の摩擦接合に際しては、上面３ｅに形成されている酸化膜を取り除くと共にＦｅ−Ａｌ遷移層を適切な厚みにする必要がある。特に、上記環状部分の内周側における酸化膜除去不足とＦｅ−Ａｌ遷移層の厚さ不足を生じないようにする必要がある。そのために、ピストン下部３の回転数及び押し付け力（以下、摩擦圧力）の少なくとも一方を単純に増すことも考えられる。しかし、この場合、上記環状部分の外周側で周速が上がりすぎて必要以上に高温化し、Ｆｅ−Ａｌ遷移層が厚くなりすぎる虞がある。
【００４８】
本実施形態では、この問題に対して後述の製造方法を採用することにより、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚みを、上記環状部分の内周側と外周側で大きな差を生じず均等な厚み分布を確保できるようにしている。具体的には、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の、外周側における厚みから内周側における厚みを差し引いた差分が、１０．０μｍ以下になっている。そのため、上記環状部分の全体において接合強度の高い遷移層が形成され、接合面全体において十分な結合強度を確保することができる。
【００４９】
本実施形態に係る内燃機関用ピストン１の製造装置１０を、図６に示す。また、図６のＡ部の拡大断面図を図７に示す。
図６に示すように、製造装置１０は、基台１１と、基台１１上に固定された固定チャック１２と、基台１１上に据え付けられた回転駆動部１３と、回転駆動部１３に保持された回転チャック１４と、空気供給源１５と、空気供給源１５にフレキシブル配管１５ａを介して接続されたノズル１６と、図示されない制御装置と、を備えている。
【００５０】
固定チャック１２は、ピストン上部２を、その中心軸線ＣＬが水平をなすように保持して定位置に固定する。
回転チャック１４は、ピストン上部２と同軸にピストン下部３を保持する。
回転駆動部１３は、回転チャック１４を中心軸線ＣＬ回りに回転させると共に、回転チャック１４を固定チャック１２に対して接近離間させる。回転駆動部１３は、回転チャック１４の回転数を測定する第１測定部（不図示）と、回転チャック１４の押し付け力（摩擦圧力及びアプセット圧力）を測定する第２測定部（不図示）とを有する。
【００５１】
図６及び図７に示すように、ノズル１６は、空気供給源１５からフレキシブル配管１５ａを介して供給される冷却流体である圧縮空気を、ピストン上部２及びピストン下部３間の接合面（下面２ｃ及び上面３ｅの合わせ面）よりも所定距離、ピストン下部３側へずれた位置において、このピストン下部３の外周面３Ａに対して吹き付ける。この所定距離としては、例えば、前記接合面よりピストン下部３に向かってＬ１＝２ｍｍの位置Ｐが好ましい。ノズル１６は固定されているが、摩擦加熱時のピストン下部３は回転しているため、ピストン下部３の外周面を、位置Ｐを含む帯状冷却範囲で、周方向において均等に冷却することができる。なお、冷却流体としては、圧縮空気の代わりに、水などの液体を用いてもよい。
前記制御装置は、回転駆動部１３の駆動制御と、ノズル１６からの圧縮空気の吹き付けのＯＮ／ＯＦＦ制御とを行う。
【００５２】
続いて、製造装置１０を用いた、内燃機関用ピストン１の製造方法について、図８Ａ及び図８Ｂのフローチャートを用いて説明する。
まずステップＳ１において、ピストン上部２を固定チャック１２に固定し、またピストン下部３を回転チャック１４に固定する。そして、凹所２ｅと開口３ｇが正しく重なるように、回転方向の位置決めをする。
続くステップＳ２において、前記制御部が空気供給源１５を起動させ、ノズル１６からピストン下部３の外周側のみに対して圧縮空気を吹きつける強制冷却を開始する。なお、ピストン下部３の内周側には圧縮空気を吹きつけず、自然放熱となる。
【００５３】
続くステップＳ３において、前記制御部からの指示を受けた回転駆動部１３が、ピストン下部３を保持した回転チャック１４を回転させる。その際、前記第１測定部が回転チャック１４の回転数を測定し、所定の回転数となるようにフィードバック制御を行う。回転チャック１４の回転数が安定した後、回転駆動部１３は、回転チャック１４を固定チャック１２に向かって送り出す。
【００５４】
続くステップＳ４では、ピストン下部３の上面３ｅがピストン上部２の下面２ｃに対して軽く当接し、その際の反力を、前記第２測定部が検知する。これにより、ピストン上部２とピストン下部３が同軸に接したと判断される。
続くステップＳ５では、回転チャック１４の回転数を前記所定の回転数に維持したまま、所定の摩擦圧力が得られるよう、回転駆動部１３が、回転チャック１４を固定チャック１２に向かってさらに押し付けていく。
【００５５】
続くステップＳ６では、ピストン上部２に対するピストン下部３の押し付け力の強さである摩擦圧力が所定範囲内にあるか否かを、前記第２測定部で測定する。測定の結果、摩擦圧力が不足（ステップＳ６：ＮＯ）であれば、ステップＳ５に戻ってさらにピストン下部３を送り出す。一方、摩擦力が適切（ステップＳ６：ＹＥＳ）であれば、それ以上の送り出しは行わずにステップＳ７へ進む。
【００５６】
このようにして、ピストン下部３の上面３ｅがピストン上部２の下面２ｃに回転しながら所定の摩擦圧力をもって摺接し、その結果として上面３ｅ及び下面２ｃの双方が摩擦熱により加熱される。この摩擦熱と摩擦圧力により、ピストン下部３の上面３ｅを覆う酸化膜が除去される。加えて、ステップＳ２より継続して圧縮空気の吹きつけを行っているため、ピストン下部３の外周側が冷却され続け、過度の加熱が防げる。その結果、図５において示した上記環状部分の全面において、その内周側と外周側とで加熱量に大きな差が生じず均等に加熱することができる。
【００５７】
続くステップＳ７では、摩擦圧力の印加開始から所定時間を経過したか否かが判断される。すなわち、ステップＳ４での当接開始から現時点までの経過時間を確認する。確認の結果、まだ所定の印加時間に達していない場合（ステップＳ７：ＮＯ）には、ステップＳ６に戻り、再び、摩擦圧力を制御する。一方、確認の結果、所定の印加時間に達した場合（ステップＳ７：ＹＥＳ）には、ステップＳ８へと進む。
【００５８】
なお、上記ステップＳ５〜Ｓ７では、摩擦圧力を測定することでフィードバック制御を行うものとしたが、この形態のみに限られない。例えば、内燃機関用ピストン１を複数回、試作して、その結果として最適な結果が得られた際の、回転チャック１４の回転数、回転チャック１４の送り出し量、そして摩擦圧力の印加時間などの各条件を求めておく。そして、以降の実製品の生産では、これら条件を満たすように前記制御部による制御を行えばよい。
【００５９】
続くステップＳ８では、回転チャック１４の回転を停止させる。その際、ピストン上部２に対するピストン下部３の中心軸線ＣＬ回りの相対回転位置を、ステップＳ１で位置決めした回転位置と一致させる。その結果、ピストン上部２の凹所２ｅと開口３ｇが正しく重なるように、ピストン上部２に対してピストン下部３が位置決めされる。
【００６０】
続くステップＳ９では、回転チャック１４に保持されたピストン下部３を、ピストン上部２に対して所定のアプセット圧力をもって押し付ける。この時のアプセット圧力としては、摩擦圧力の２倍以上１０倍以下の範囲内であることが好ましい。アプセット圧力が２倍未満では、Ｆｅ−Ａｌ遷移層が過度に形成され、厚くなりすぎる。さらに、酸化膜が十分に除去されず、接合強度が低下する。逆に、アプセット圧力が１０倍を超えるとＦｅ−Ａｌ遷移層が薄くなりすぎる。
続くステップＳ１０では、ピストン上部２に対するピストン下部３の押し付け力の強さであるアプセット圧力が所定範囲内にあるか否かを、前記第２測定部で測定する。測定の結果、アプセット圧力が不足（ステップＳ１０：ＮＯ）であれば、ステップＳ９に戻ってさらにピストン下部３を送り出す。一方、アプセット圧力が適切（ステップＳ１０：ＹＥＳ）であれば、それ以上の送り出しは行わずにステップＳ１１へ進む。
【００６１】
このようにして、ピストン下部３の上面３ｅがピストン上部２の下面２ｃに対して完全に固相接合され、所定厚みの接合層をなすＦｅ−Ａｌ遷移層が形成される。このＦｅ−Ａｌ遷移層は、アルミニウム合金を溶融させて接合する場合に比べて極めて薄く、接合強度が高い。しかも、上述したように上記環状部分の外周側を冷却によって過度に加熱することを抑えているので、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の外周側部分が脆化してここより破断することを防いでいる。
【００６２】
一方、上記環状部分の内周側においては、外周側よりも周速が遅いためにピストン下部３の上面３ｅを覆う酸化層が除去しきれない事態や、摩擦加熱が不十分なために接合強度が得られない事態などを回避できるよう、ピストン下部３の回転数を増して補うことが可能となっている。その際、上述したように、上記環状部分の外周側においては、適切に冷却され続けているので、ピストン下部３の回転数を増しても問題を生じない。
【００６３】
なお、本実施形態では、ステップＳ１０においてアプセット圧力を適正に管理する圧力制御を採用しているが、この形態のみに限らず、変位制御を採用してもよい。この場合、ステップＳ１０において、回転チャック１４の送り出し量が規定に達したか否かが判断される。そして、送り出し量が足りていないと判断された場合にはステップＳ９に戻り、送り出し量が足りていると判断された場合にはステップＳ１１へと進む。
【００６４】
続くステップＳ１１では、アプセット圧力の印加開始から所定時間を経過したか否かが判断される。すなわち、ステップＳ９でのアプセット開始から現時点までの経過時間を確認する。確認の結果、まだ所定の印加時間に達していない場合（ステップＳ１１：ＮＯ）には、ステップＳ１０に戻り、再び、アプセット圧力を制御する。一方、確認の結果、所定の印加時間に達した場合（ステップＳ１１：ＹＥＳ）には、ステップＳ１２へと進んでアプセット圧力の印加を解く。
続くステップＳ１３では、前記制御部が空気供給源１５を停止させ、ノズル１６からの圧縮空気の吹きつけを停止させる。
続くステップＳ１４では、固定チャック１２及び回転チャック１４による固定を解除することで、内燃機関用ピストン１を製造装置１０から取り外す。その後、ピストン上部２及びピストン下部３の接合箇所にバリが出るため、旋削によりバリを除去し、製造工程が終了する。
【００６５】
本製造工程のうち、ステップＳ４〜Ｓ７においてピストン下部３の上面３ｅを摩擦加熱している。ピストン下部３の素材である４０００番系のアルミニウム合金は、融点が低く、摩擦加熱時に発熱させ過ぎると接合界面の表層が溶けてしまう。このため、発熱量を抑えながら表面の酸化膜を除去する必要がある。
【００６６】
摩擦加熱時におけるピストン下部３の回転数が１０００ｒｐｍ未満であると、酸化膜が十分に除去されないため、アプセット後の接合強度が低下する。したがって、摩擦加熱時の回転数は、１０００ｒｐｍ以上であり、好ましくは１０３２ｒｐｍ以上であり、さらに好ましくは１０５４ｒｐｍ以上である。
一方、摩擦加熱時の回転数が２５００ｒｐｍを超えると、発熱量が大きくなり、接合界面の温度が高くなるため、アプセット後の遷移層が厚くなって接合強度が低下する。したがって、摩擦加熱時の回転数は、２５００ｒｐｍ以下であり、好ましくは２４９３ｒｐｍ以下であり、さらに好ましくは２４９２ｒｐｍ以下である。
【００６７】
ステップＳ４〜Ｓ７に示した摩擦加熱時の押し付け力が２０．０ＭＰａを超えると、接合界面の温度が高くなるので、アプセット後のＦｅ−Ａｌ遷移層が厚くなって接合強度が低くなる。したがって、摩擦加熱時の押し付け力（摩擦圧力）は、２０．０ＭＰａ以下であり、好ましくは１９．４ＭＰａ以下であり、より好ましくは１９．２ＭＰａ以下である。一方、摩擦加熱時の押し付け力の上限値としては５０．０ＭＰａ、より好ましくは４０．０ＭＰａ、さらに好ましくは３５．０ＭＰａ、とすることが好ましい。
【００６８】
摩擦加熱時の押し付け時間が１０．０秒間未満であると、酸化膜が十分に除去されないため、接合強度が低下する。したがって、摩擦加熱時の押し付け時間は、１０．０秒間以上であり、好ましくは１０．３秒間以上であり、より好ましくは１５．９秒間以上である。一方、摩擦加熱時の押し付け時間の上限値としては６０．０秒間、より好ましくは５０．０秒間、さらに好ましくは４０．０秒間、とすることが好ましい。
【００６９】
さらに、摩擦加熱時の接合面位置におけるピストン下部３の外周面温度が２００℃未満であるとＦｅ−Ａｌ遷移層の厚さが１．０μｍ未満となり、アプセット後の接合強度が低下する虞がある。また、前記外周面温度が５５０℃超であるとＦｅ−Ａｌ遷移層の厚さが２０．０μｍ超となり、脆化によって接合強度が低下する虞がある。
【００７０】
したがって、ピストン下部３の外周面温度は、好ましくは２００℃〜５５０℃である。前記外周面温度の下限は、より好ましくは２３１℃であり、さらに好ましくは３０７℃である。また、前記外周面温度の上限は、より好ましくは５１０℃であり、さらに好ましくは５００℃である。なお、前記外周面温度は、放射温度計を用いて測定し、最大温度を測定値として採用することができる。
【００７１】
本実施形態では、周速の遅い、上記環状部分の内周側の温度も２００℃〜５５０℃となるようにピストン下部３の回転数や摩擦圧力を増している。そのため、周速の速い、上記環状部分の外周側の温度が内周側の温度よりも高めになりがちである。これを防ぐために、本実施形態では、圧縮空気の吹きつけにより、ピストン下部３の外周面温度を２００℃〜５５０℃に抑えている。その結果、上記環状部分の内周側及び外周側の双方の温度を、２００℃〜５５０℃の温度範囲内に制御している。
また、上記環状部分の内周側及び外周側における温度差も生じないので、接合層であるＦｅ−Ａｌ遷移層の、外周側における厚みから内周側における厚みを差し引いた差分が１０．０μｍ以下となるように、Ｆｅ−Ａｌ遷移層を均等な厚み分布にすることができる。よって、ピストン上部２及びピストン下部３間の接合強度を十分に高めることが出来る。
【００７２】
以上説明の本実施形態の内燃機関用ピストン１及びその製造方法によれば、耐熱性が高いピストン上部２と軽量なピストン下部３とを有し、なおかつこれらピストン上部２及びピストン下部３間の接合強度が高い内燃機関用ピストン１を得ることができる。この内燃機関用ピストン１としては、自動車用エンジン、特にディーゼルエンジン等に好適に用いることが可能である。
【実施例】
【００７３】
本発明を、実施例を参照しながらより具体的に説明する。
上述の図３Ａ，図３Ｂに示すピストン上部２をＳＣＭ４３５で製造するとともに、図４Ａ，図４Ｂに示すピストン下部３をＡ４０３２のアルミニウム合金で製造した。そして、ピストン上部２に対してピストン下部３を摩擦接合して内燃機関用ピストン１を製造した。この摩擦接合の際、摩擦加熱時回転数、摩擦加熱時押し付け力、摩擦加熱時押し付け時間、強制空冷の有無、の各条件を変え、アプセット直前におけるピストン下部３の外周面温度を測定した。外周面温度は、放射温度計を用いて、図７に示すように、接合面よりピストン下部３側に向かってＬ２＝２ｍｍの位置Ｐ’を測定した。【００７４】
さらに、アプセット時の押し付け力、押し付け時間、の各条件を変え、アプセット後に得られたＦｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚さｔ１、内周側厚さｔ２、厚みの差分（ｔ１−ｔ２）、そして破断応力を求めた。
以上の結果を、表１にまとめる。
なお、接合界面のピストン下部３の外周面温度、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の各部厚さは、いずれも、上述の方法により測定した。また、引張試験での破断箇所が接合面でなくピストン下部３である場合には、接合面の接合強度が十分であると判断し、破断箇所が接合面である場合には、接合面の接合強度が十分でないと判断した。【００７５】
【表１】
2019013287.tif 000003
【００７６】
表１において、Ｎｏ．１〜１３が上述の条件を全て満足する本発明例であり、Ｎｏ．１４〜２７が上述の条件を満足しない比較例である。
本発明例であるＮｏ．１〜１３は、遷移層の厚さが内周側及び外周側の双方において１．０〜２０．０μｍの範囲内であり、引張試験での破断応力が３００ＭＰａ以上と高く、破断箇所が接合面以外のピストン下部であった。【００７７】
これに対し、Ｎｏ．１４は、摩擦加熱時の回転数が上述の下限値を下回るため、ピストン下部３の外周面温度が１９８℃と低かった。その結果、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さが０．２μｍと薄く、破断応力が１９０ＭＰａと低かった。引張試験では接合箇所で破断した。【００７８】
Ｎｏ．１５は、摩擦加熱時の回転数が上述の範囲の上限を上回るため、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さが２１．３μｍと厚くなりすぎ、破断応力が２９８ＭＰａと低かった。引張試験では接合箇所で破断した。【００７９】
Ｎｏ．１６は、摩擦加熱時の押し付け力が上述の範囲の上限を上回る上に、摩擦加熱時の押し付け力がアプセット時の押し付け力よりも高いため、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さが２５．３μｍと厚くなりすぎ、破断応力が２６５ＭＰａと低かった。引張試験では接合箇所で破断した。【００８０】
Ｎｏ．１７は、摩擦加熱時の押し付け時間が上述の範囲の下限を下回るため、ピストン下部３の外周面温度が１９６℃と低かった。その結果、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さが０．３μｍと薄く、破断応力が１５６ＭＰａと低かった。引張試験では接合箇所で破断した。【００８１】
Ｎｏ．１８は、摩擦加熱時の回転数が高く、摩擦接合面の外側からの強制空冷を行わなかった。そのため、ピストン下部３の外周面温度が５６３℃となり、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さが２７．６μｍと厚くなりすぎ、破断応力が１２３ＭＰａと低かった。引張試験では接合箇所で破断した。【００８２】
Ｎｏ．１９は、強制空冷を行わなかった以外の条件は満たされているものの、やはりピストン下部３の外周面温度が５５７℃と高くなった。その結果、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の厚さが２１．６μｍと厚くなりすぎ、破断応力も２５７ＭＰａと低かった。引張試験では接合箇所で破断した。
Ｎｏ．２０は、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１が適切であるものの、内周側厚みｔ２が薄すぎるために十分な接合強度が得られなかった。本比較例では、強制空冷なしの条件下でＦｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１を適正にするために摩擦加熱時回転数を適正範囲外まで下げている。しかし、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の内周側の温度が上がらず、内周側厚みｔ２が薄くなったものと推察される。引張試験では、接合箇所で破断した。【００８３】
Ｎｏ．２１は、アプセット時の押し付け時間が適切であるものの、押し付け力が低すぎるためにＦｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１が厚くなりすぎ、その結果、十分な接合強度が得られなかった。すなわち、本比較例ではアプセット押し付け力が弱すぎるため、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の外周側にある余分な部分を外部に押し出せず、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１が厚くなった。その結果、引張試験では接合箇所で破断した。
Ｎｏ．２２は、アプセット時の押し付け時間が適切であるものの、押し付け力が高すぎるためにＦｅ−Ａｌ遷移層の内周側厚みｔ２が薄くなりすぎ、その結果、十分な接合強度が得られなかった。すなわち、本比較例ではアプセット時の押し付け力が強すぎたため、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の内周側の部分を余計に押し出しすぎてしまい、内周側厚みｔ２が薄くなりすぎた。その結果、引張試験では接合箇所で破断した。【００８４】
Ｎｏ．２３は、アプセット時の押し付け力が適切であるものの、押し付け時間が短すぎるためにＦｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１が厚くなりすぎ、その結果、十分な接合強度が得られなかった。すなわち、本比較例ではアプセット時の押し付け時間が短すぎたため、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の外周側にある余分な部分を外部に押し出せなかった。そのため、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１が厚くなった。その結果、引張試験では接合箇所で破断した。
Ｎｏ．２４は、アプセット時の押し付け力が適切であるものの、押し付け時間が長すぎるためにＦｅ−Ａｌ遷移層における内周側厚みｔ２が薄くなりすぎ、その結果、十分な接合強度が得られなかった。すなわち、本比較例ではアプセット時の押し付け時間が長すぎたため、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の内周側の部分を外部に押し出しすぎた。そのため、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の内周側厚みｔ２が薄くなった。その結果、引張試験では接合箇所で破断した。【００８５】
Ｎｏ．２５は、摩擦加熱時の押し付け力が低すぎたためにＦｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１及び内周側厚みｔ２の双方が薄くなりすぎ、その結果、十分な接合強度が得られなかった。すなわち、本比較例では摩擦加熱時の押し付け力が弱すぎたためにＦｅ−Ａｌ遷移層の温度が十分に上がらず、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１及び内周側厚みｔ２の双方が薄くなった。その結果、引張試験では接合箇所で破断した。
Ｎｏ．２６は、摩擦加熱時の押し付け時間が長すぎたためにＦｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１が厚くなりすぎ、その結果、十分な接合強度が得られなかった。すなわち、本比較例では摩擦加熱時の押し付け時間が長すぎたためにＦｅ−Ａｌ遷移層の外周面温度が高くなりすぎ、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１が厚くなった。その結果、引張試験では接合箇所で破断した。【００８６】
Ｎｏ．２７は、摩擦加熱時の回転数が高すぎたためにＦｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１及び内周側厚みｔ２の双方が厚くなりすぎ、その結果、十分な接合強度が得られなかった。すなわち、本比較例では摩擦加熱時の回転数がかなり速いため、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の温度が高くなりすぎ、Ｆｅ−Ａｌ遷移層の外周側厚みｔ１及び内周側厚みｔ２の双方が厚くなった。その結果、引張試験では接合箇所で破断した。【００８７】
以上のことから、強制空冷を行うとともに上述した各種条件を満たすことで、高温耐久性に優れた鋼製のピストン上部２と軽量なアルミニウム合金製のピストン下部３とを備え、そしてこれらピストン上部２及びピストン下部３間の接合強度が高い内燃機関用ピストン１を得られることが確認された。【００８８】
以上に説明した、本実施形態の内燃機関用ピストン１の骨子を以下に纏める。
（１）本実施形態の内燃機関用ピストン１は、鋼製のピストン上部２と、ピストン上部２に対し環状のＦｅ−Ａｌ接合層を介して接合されたアルミニウム合金製のピストン下部３とを備え、Ｆｅ−Ａｌ接合層の厚さが、Ｆｅ−Ａｌ接合層の内周側及び外周側の双方とも１．０μｍ以上２０．０μｍ以下である。【００８９】
（２）前記接合層の、前記外周側における前記厚みから前記内周側における前記厚みを差し引いた差分が、１０．０μｍ以下である。【００９０】
（３）本実施形態の内燃機関用ピストン１の製造方法は、ピストン上部２を定位置に固定する工程と、ピストン下部３を回転させながらピストン上部２に対し押し付けて摩擦加熱する工程と、ピストン下部３の回転を停止させた後、ピストン下部３をピストン上部２に対し押し付けてＦｅ−Ａｌ接合層を形成する工程と、を有する。そして、前記摩擦加熱する工程では、ピストン上部２及びピストン下部３間の接合位置よりもピストン下部３側の位置におけるピストン下部３の外周面に対し、圧縮空気を吹き付ける。【００９１】
（４）前記摩擦加熱する工程で、ピストン下部３を１０００ｒｐｍ〜２５００ｒｐｍの回転数で回転させながらピストン上部２に対し２．０ＭＰａ以上２０．０ＭＰａ以下の押し付け力で１０．０秒以上６０．０秒以下、押し付ける。さらに、Ｆｅ−Ａｌ接合層を形成する工程で、ピストン下部３をピストン上部２に対し１０．０ＭＰａ以上５０．０ＭＰａ以下かつ前記摩擦加熱する工程よりも大きい押し付け力で１．０秒以上１０．０秒以下、押し付ける。【００９２】
（５）前記摩擦加熱する工程では、ピストン下部３の外周面の温度を２００℃以上５５０℃以下にする。
【産業上の利用可能性】
【００９３】
本発明によれば、耐久性が高く軽量な内燃機関用ピストンとその製造方法を提供することができる。
【符号の説明】
【００９４】
１  内燃機関用ピストン
２  ピストン上部（第１部品）
２ｃ  下面（接合面）
３  ピストン下部（第２部品）
３Ａ  外周面
３ｅ  上面（接合面）
ａ  接合層，Ｆｅ−Ａｌ遷移層
【図１】
2019013287.tif 000004
【図２Ａ】
2019013287.tif 000005
【図２Ｂ】
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【図３Ａ】
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【図３Ｂ】
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【図４Ａ】
2019013287.tif 000009
【図４Ｂ】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８Ａ】
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【図８Ｂ】
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【国際調査報告】
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