(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
傘部とバルブ軸とを備え、前記傘部が、燃焼室側表面と、外周面に形成されたバルブシート面と、当該バルブシート面から前記バルブ軸に至る円弧状の連絡面とを有する内燃機関用吸気弁であって、
前記バルブ軸の中心線と前記燃焼室側表面との交点を中心とし前記連絡面に外接する外接円の最小半径ｒと傘部の直径Ｄ１との比β（＝ｒ／Ｄ１）が、下記数式１を満たすことを特徴とする内燃機関用吸気弁。
【数１】
0004674519.tif 000011
ここに、α：傘部の材料の熱伝導率
ｘ：吸気弁の構成材料の試験片を２５０℃で１００時間保持
した後の回転曲げ試験により測定した疲労強度
【請求項２】
前記βが、下記数式２を満たすことを特徴とする請求項１に記載の内燃機関用吸気弁。
【数２】
0004674519.tif 000012
【請求項３】
前記傘部は、アルミニウム合金により形成したことを特徴とする請求項１に記載の内燃機関用吸気弁。
【請求項４】
前記傘部は、急冷凝固アルミニウム合金粉末により形成したことを特徴とする請求項２又は３に記載の内燃機関用吸気弁。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、内燃機関用の吸気弁に関する。
【背景技術】
【０００２】
内燃機関用の吸気弁は、燃料が供給されるインテークマニホールドと燃焼室との間の連通と遮断を行なうものであるが、遮断時には吸気弁自体の保有する熱により供給される燃料の気化を促進させ、燃料の円滑な吸入や燃焼可能状態にする機能も有している。
【０００３】
たとえば、下記特許文献１では、このような燃料の気化を促進させるために、吸気弁自体にコイルを設け、積極的に吸気弁を加熱している。
【０００４】
しかし、吸気弁は、高熱条件下で円滑に高速運動し、確実に燃焼室を開閉し、閉鎖時には漏れなく閉鎖しなければならないものであることから、全体的に軽量で、付帯物がなく、高精度に仕上げられていることを要し、コイルを設けることは好ましいものではなく、本来的には、吸気弁自体の形状や構造から、燃料の気化を促進させることが好ましい。
【特許文献１】特開平６−２２１１２１号公報（要約、図１など参照）
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００５】
ところが、吸気弁を構成する材料は、一般的には耐熱性（高温での耐酸化性）と疲労強度を重視して、ＳＵＨ１〜ＳＵＨ１１などの耐熱鋼が用いられており、また、近年、慣性重量を低減し、動作中のロスをなくし、エンジン性能を向上させるために、低比重で高温強度に優れたチタン合金（Ｔｉ合金）が用いられることもある。なお、チタン合金製の吸気弁は、現在の主流である耐熱鋼製のものより４０％程度の軽量化が可能で、高速運動性能が１０％程度向上する。
【０００６】
このような耐熱鋼製やチタン合金製の吸気弁は、熱伝導率が低く、燃料の気化乃至霧化を促進する機能を十分発揮できない。例えば、耐熱鋼製の吸気弁の熱伝導率は、２５Ｗ／ｍ・Ｋ程度、チタン製では８Ｗ／ｍ・Ｋ程度であり、燃焼室での燃焼により吸気弁に伝達された熱が外部に伝達されにくい。
【０００７】
このため、燃焼室の温度が上昇し易く、内燃機関のノッキング性の改善、省燃費、出力改善などの効果を得難いという問題がある。また、吸気弁の背面側、つまり、インテークマニホールド側にも伝熱されにくいので、ここに溜まった燃料を霧化する効果も乏しく、この燃料が、そのまま燃焼室に流れ込むと、着火性が悪く、燃焼のバラツキが大きくなり、熱効率が低下するという問題もある。
【０００８】
さらに、熱伝導性を高め、燃焼室内の温度を低減するために、傘部の肉厚を薄くすれば、吸気弁自体の高温強度が低下し、傘部の変形や疲労亀裂等が生ずるという問題もある。
【０００９】
本発明は、上記従来技術に伴う課題を解決するためになされたものであり、吸気弁自体の傘部の肉厚を容易に最適化することができ、熱伝導率の向上と耐熱性に優れ、燃料の気化促進機能を十分発揮することができる内燃機関用吸気弁を提供することを目的とする。
【課題を解決するための手段】
【００１０】
請求項１に記載の発明は、傘部とバルブ軸とを備え、前記傘部が、燃焼室側表面と、外周面に形成されたバルブシート面と、当該バルブシート面から前記バルブ軸に至る円弧状の連絡面とを有する内燃機関用吸気弁であって、前記バルブ軸の中心線と前記燃焼室側表面との交点を中心とし前記連絡面に外接する外接円の最小半径ｒと、傘部の直径Ｄ１との比β（＝ｒ／Ｄ１）が、下記数式を満たすことを特徴とする。
【００１１】
【数１】
0004674519.tif 000002
【００１２】
ここに、α：傘部の材料の熱伝導率
ｘ：吸気弁の構成材料の試験片を２５０℃で１００時間保持した後の回転曲げ試験により測定した疲労強度
【発明の効果】
【００１３】
請求項１に記載の発明によれば、内燃機関用吸気弁の傘部の肉厚を数式（１）に基づいて設定すると、熱伝導率の向上と耐熱性の面から傘部の肉厚を簡単に最適化することができる。得られた吸気弁は、高温疲労強度が高い、破壊強度特性に優れたものとなるのみでなく、燃焼室内の温度を低下させ、吸気弁の背面側での燃料の気化促進機能を十分発揮することができ、内燃機関のノッキング性、省燃費及び出力が改善され、しかも弁自体の成形も容易にできる。特に、β≦α／１７５から吸気弁の傘部の厚さ（β）を定めると、燃料消費量の増大が防止され、燃料消費率が低下するものとなる。
請求項２に記載の発明によれば、β≦α／２５０から吸気弁の傘部の厚さ（β）を定めるので、得られた吸気弁は、前項の効果に加え、さらに燃料消費量の増大が防止され、燃料消費率が低下する。
請求項３、４に記載の発明によれば、吸気弁の傘部を、熱伝導率や高温疲労強度が高い材料であるアルミニウム合金あるいは急冷凝固アルミニウム合金粉末により形成したので、エンジンの熱効率や耐ノック性に優れた吸気弁となる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１４】
以下、本発明の実施形態を、図面を参照しつつ説明する。
【００１５】
図１は本発明の実施形態に係る内燃機関用の吸気弁部分を示す断面図、図２は同吸気弁の説明図、図３は吸気弁の燃料の気化機能を段階的に示す概略断面図で、（Ａ）は燃料の貯溜状態、（Ｂ）は燃焼室に燃焼を供給した状態、（Ｃ）は燃焼室での燃焼状態をそれぞれ示し、図４（Ａ）（Ｂ）（Ｃ）は、従来の吸気弁の同様の各状態の対応図である。
【００１６】
図１に示すように、本実施形態の内燃機関用の吸気弁１は、傘部２と、傘部２の裏面側に設けられたバルブ軸３とを有する平頭形の弁である。図中、「４」はスパークプラグ、「５」はシリンダ、「６」はシリンダヘッド、「７」はばね、「８」はバルブコッタである。
【００１７】
傘部２は、内燃機関の吸気通路９と燃焼室１０との間の連通と遮断を行なうが、図２に示すように、燃焼室１０に面する平坦な燃焼室側表面２ａと、吸気通路９の先端開口部である弁座部分に密に接するように成形されたバルブシート面２ｂと、バルブシート面２ｂからバルブ軸３に至る円弧状の連絡面２ｃとを有している。
【００１８】
吸気弁１は、ロッカーアームの一端をプッシュロッド（いずれも不図示）の突き上げ力により押し上げ、他端に当接されたバルブ軸３をばね７の弾発力に抗して押し下げて吸気通路９と燃焼室１０とを連通し、前記突き上げ力の解除によりばね７の弾発力で戻し、連通を遮断する。したがって、吸気弁１は、燃料が燃焼する燃焼室１０に面し、高熱条件下で往復直線的に高速運動するので、全体的に軽量で、確実なシール性と円滑な往復動が可能となるように精度よく仕上げられている。
【００１９】
また、吸気弁１は、前述した燃焼室１０の開閉機能のみでなく、遮断時には、燃料の気化促進機能という副次的機能も有している。燃料の気化促進機能は、吸気弁１による吸気通路９の遮断により給送される燃料Ｆが吸気弁１の背面側に溜まったとき、この溜まった燃料Ｆを吸気弁１自体が保有する熱により気化乃至霧化する機能であるが、吸気弁１の気化潜熱の増大により燃焼室１０の低温化にも寄与する。
【００２０】
このような機能のメカニズムについて詳述する。図３は本発明のような熱伝導性のよい吸気弁の場合を示し、図４は熱伝導性の悪い吸気弁の場合を示す。例えば、熱伝導性の悪い吸気弁の場合、図４（Ａ）に示すように、吸気弁１の背面側には、燃料Ｆが溜まるが、この吸気弁１では吸気弁自体に燃焼室１０での燃焼による熱が十分伝達されないので、燃料Ｆにも熱伝達されず、図４（Ｂ）に示すように、多くの燃料Ｆが、そのまま液状態で燃焼室１０に流れ込んだり、気化しても気化燃料の分布に偏りを生じ、着火しても図４（Ｃ）に示すように、混合気分布のバラツキにより燃焼期間のバラツキが大きくなる。この結果、着火性が悪く、燃焼のバラツキが大きくなり、ノッキングを起こしたり、出力の低下を生じ、燃料消費量も増大することになる。
【００２１】
しかし、熱伝導性のよい吸気弁の場合、図３（Ａ）に示すように、吸気弁１が閉鎖時に吸気弁１の背面側に燃料Ｆが溜まっている場合、吸気弁１の傘部２の背面側の温度が上昇し易く、その熱により燃料の気化が促進され、吸気通路９において気化燃料が拡散し均質な混合気が生成される。一方、この吸気弁１では、燃料の気化に伴って気化潜熱が増大し、これにより燃焼室１０内の温度も低下することになる。そして、吸気弁１が開放されると、図３（Ｂ）に示すように、混合気状態の燃料Ｆが燃焼室１０に流れ込み、燃焼室１０内全体に均質な混合気が行き渡り、液状態の燃料が燃焼室１０の内面に付着する量が低減する。この燃料に着火すると、図３（Ｃ）に示すように、混合気のため着火性は向上することになり、しかも、燃焼室１０内の温度が低下しているので、正常な火炎の伝播が終了するまで、未燃焼混合気（エンドガス）の予燃焼反応が抑制され、燃焼期間のバラツキも少なく、火炎伝播の前方のエンドガスが急激に燃焼することにより発生するノッキングが防止される。また、燃焼室１０内の温度が低下すれば、燃料の充填効率も高まり、出力の低下や燃料消費量の増大が防止され、燃焼の早期化により熱効率も向上する。
【００２２】
このように吸気弁１は、燃料の気化促進機能を十分発揮するように、熱伝導率が大きいことが好ましいことから、本発明者らは、鋭意研究した結果、吸気弁１の構成材料の熱伝導率と疲労強度に着目して、吸気弁１（傘部）の厚さに関し所定の関係式を導き出すことに成功したのである。
【００２３】
この関係式に基づいて傘部の厚みを決定すれば、傘部を容易に最適化でき、吸気弁１の本来的機能である高温の燃焼室１０を円滑に開閉する機能と燃料気化促進機能とを発揮する吸気弁１を簡単に作成することができる。
【００２４】
傘部の厚みの最適化する関係式は、各種吸気弁を内燃機関に取り付けて運転した時の、傘部の破損状態、燃料消費量、シリンダヘッドの内表面温度など測定対象の結果から決定したものであるので、以下、これら個々の測定対象との関係について説明する。
【００２５】
＜各種吸気弁＞
吸気弁１の材料として５種類の材料を用いた。各材料の熱伝導率および高温強度の特性は、下記の表１に示す通りである。ここにおいて、高温強度は、２５０℃という高温での疲労強度であるため、以下、高温疲労強度と称すが、この高温疲労強度は、各材料から作製した試験片を２５０℃に１００時間保持した後、小野式回転曲げ試験を用いて測定した値である。
【００２６】
【表１】
0004674519.tif 000003
【００２７】
各材料を用いて吸気弁１を製造するに当たり、図２に示すように、バルブ軸３の中心線と傘部２の燃焼室側表面２ａとの交点Ｏを中心とし、連絡面２ｃに外接する外接円の最小半径ｒを変化させて傘部２の厚さが異なる複数種類の吸気弁１を作成した。なお、傘部２の直径Ｄ１やバルブ軸３の直径ｄなど他の条件は、同じとした。
【００２８】
具体的には、傘部２の直径Ｄ１は３１．７ｍｍ、連絡面２ｃの最外周直径Ｄ２は２８．８ｍｍ、バルブ軸３の直径ｄは５．３ｍｍである。
【００２９】
各吸気弁を実際のエンジンに組み込み、傘部２の破損状態、燃料消費量、シリンダヘッドの内表面温度を測定するに当たり、エンジンの作動時間は、４時間とし、全期間にわたりアクセル全開（ＷＯＴ、Wide Open Throttle）にし、エンジンの回転数は、試験開始から１時間経過するごとに、１２００ｒｐｍ、２０００ｒｐｍ、４０００ｒｐｍ、６４００ｒｐｍと変化させ、各区間時間での回転数は一定とした。
【００３０】
＜傘部の破損状態＞
傘部２の破損状態は、目視観察により行った。結果は、表２および図５に示す。
【００３１】
【表２】
0004674519.tif 000004
【００３２】
ここにおいて、傘部２の厚さに関し、傘部２の直径Ｄ１に対する最小半径ｒの割合β（＝ｒ／Ｄ１）を用いて表す。
【００３３】
表２より明らかなように、資料５である高温疲労強度が比較的低い急冷凝固アルミニウム合金では、β≧０．２では傘部２に破損は認められなかったが、β≦０．１５で破損が認められた。急冷凝固アルミニウム合金よりも高温疲労強度が高い資料３のＳ４５Ｃでは、β≧０．１５では傘部２に破損は認められなかったが、β≦０．１３で破損が認められた。Ｓ４５Ｃよりも高温疲労強度が高い資料１のチタン合金では、β≧０．１３では傘部２に破損は認められなかったが、β≦０．１２で破損が認められた。
【００３４】
つまり、傘部２が厚い（βの値が大きい）ほど、破損し難く、傘部２の厚さが同じ場合は、高温疲労強度が高いほど破損し難いことが判明した。
【００３５】
これを図５に示すように、横軸に高温疲労強度（ｘ）、縦軸に傘部２の厚さ（β）をとり、破損が無い場合（ＯＫゾーン）と破損が生じた場合（ＮＧゾーン）との境界線をグラフで示すと、曲線Ａが得られる。この曲線Ａから高温疲労強度（ｘ）と傘部の厚さ（β）との関係を求めれば、下記の数式２が得られる。
【００３６】
したがって、数式２を満足するように、高温疲労強度（ｘ）と傘部の厚さ（β）を定めると、傘部２は、破損のない、破壊強度特性に優れたものにすることができることになる。
【００３７】
【数２】
0004674519.tif 000005
【００３８】
＜燃料消費量＞
図６は各資料の燃料消費量を示すグラフである。次に、各資料につき燃料消費量を試験した結果、図６に示す結果が得られた。図６において、縦軸は燃料消費率（％）、横軸はα／βの比である。αは熱伝達率（Ｗ／ｍ・Ｋ）であり、α／βは傘部２の厚さに対応する熱伝達状態、つまり、燃焼室１０内の温度低減能力に相当するものである。
【００３９】
図６から明らかなように、α／βが大きいほど燃料消費率が低く、α／βが２５０以上になると、燃料消費の低下率が２％以上になり、顕著な燃料消費率の低下が見られることが判明した。この結果、α／βが大きいほど燃焼室内の温度低減効果が高く、燃料消費量が低減されることから、次の数式３を満足するように熱伝導率αおよび傘部の厚さ（β）を定めると、熱伝導性により優れ、２％以上という大幅な省燃料効果が得られる吸気弁にすることができることになる。
【００４０】
【数３】
0004674519.tif 000006
【００４１】
この数式３を数式２と組み合わせると、次の数式４の関係が成立する。
【００４２】
【数４】
0004674519.tif 000007
【００４３】
この数式４を用いて、傘部２の厚さ（β）を定めると、高温疲労強度に優れ、熱伝導性が向上し、燃焼室の内温度を低下させ、燃料消費率を低くでき、エンジンの熱効率や耐ノッキング性が向上した吸気弁を得ることができる。
【００４４】
＜シリンダヘッドの内表面温度＞
また、各資料につき、シリンダヘッドの内表面温度を測定した。シリンダヘッド６の内表面温度として、排気弁が設けられる排気穴とスパークプラグ４の間の中間位置のシリンダヘッド内表面温度を測定した。この結果、表３および図７が得られた。
【００４５】
【表３】
0004674519.tif 000008
【００４６】
表３は、測定したシリンダヘッドの内表面温度を、資料の熱伝導率（α）と傘部２の厚さ（β）で示している。表３に示すように、傘部２の厚さ（β）が同じ場合であれば、熱伝導率αが高いほどシリンダヘッドの内表面温度が低く、傘部２の厚さが薄い（βが小さい）ほどシリンダヘッドの内表面温度が低くなる。
【００４７】
図７は、傘部の厚さ（β）に対する熱伝導率（α）の比の値（α／β）と、シリンダヘッドの内表面温度との関係を示すもので、α／βが大きくなるほど内表面温度が低下している。したがって、傘部２の厚さが薄く（βが小さい）、熱伝導率が高いほど（αが大きい）、シリンダヘッドの内表面温度が低下することが分る。
【００４８】
つまり、図３（Ａ）に示すように、吸気弁１が閉鎖時に背面側に溜まった燃料Ｆは、吸気弁１の傘部２の温度が上がると、吸気通路９で混合気になり、燃料の気化促進機能が向上する。一方、燃料の気化に伴って吸気弁１の気化潜熱が増大し、これにより燃焼室１０内の温度が低下する。
【００４９】
そして、図３（Ｂ）に示すように、吸気弁１が開放され、混合気が燃焼室１０に流れ込むと、燃焼室１０内全体に均質な混合気が行き渡る。この燃料に着火すると、図３（Ｃ）に示すように、燃焼室１０内の温度が低下しているので、正常な火炎の伝播が終了するまで、未燃焼混合気（エンドガス）の予燃焼反応が抑制され、燃焼期間のバラツキも少なく、火炎伝播の前方のエンドガスが急激に燃焼することにより発生するノッキングが防止され、また、燃焼室１０内の温度が低下すれば、燃料の充填効率も高まり、出力の低下や燃料消費量の増大が防止され、燃焼の早期化により熱効率も向上する。しかも、傘部の厚さ（β）が薄くなると体積効率も向上することになるので、燃料の充填効率がさらに向上することにもなる。
【００５０】
＜燃料気化率＞
図８は、燃料気化率とα／βとの関係を示すグラフである。前述のように、α／βが大きくなると、燃焼室１０の内表面温度が低下し、燃料の充填効率も高まり、出力の低下や燃料消費量の増大が防止される点に関し、α／βと燃料気化率との関係についても検証した。その結果、図８に示すように、α／βが大きくなるほど燃料気化率も向上することが実証された。
【００５１】
図９は、燃料消費率と燃料気化率の関係を示すグラフである。傘部２の背面側に溜まった燃料Ｆの気化が、燃料消費に大きく影響する点に関し、燃料気化率と燃料消費率との関係についても検証した。図９に示すように、燃料気化率が約３８％以上になると、燃料消費の低下率が０．５％以上になり、燃料消費率の低下が顕著であることが実証された。
【００５２】
図１０は、燃料消費率とα／βとの関係を示すグラフである。図８では、α／βが大きくなるほど燃料気化率も向上することが実証されたが、燃料消費率とα／βとの関係についても検証した。その結果、図１０に示すように、α／βが１７５以上になると、燃料消費の低下率が０．５％以上になり、燃料消費率が低下する割合が大きいことが実証された。
【００５３】
この結果から、次の数式５を満足するように、熱伝導率（α）および傘部の厚さ（β）を定めると、燃料消費率を低下させることができることになる。
【００５４】
【数５】
0004674519.tif 000009
【００５５】
したがって、数式２と数式５とを組み合わせて得られる数式１を満足するように、熱伝導率（α）および吸気弁の傘部の厚さ（β）を定めると、燃料消費率がより確実に低くなる。
【００５６】
【数１】
0004674519.tif 000010
【００５７】
したがって、吸気弁の傘部の厚さ（β）を定めるに当たり、燃料消費率の低下を目的とする場合には、数式１を使用し、高温疲労強度に優れ、熱伝導性の高い、エンジンの熱効率や耐ノック性が優れたものにするには数式４を使用すればよい。
【００５８】
特に、エンジンの熱効率や耐ノック性に優れる吸気弁を得るには、熱伝導率（α）が高い材料を用いるほど、そして高温疲労強度（ｘ）が高い材料を用いるほどよいので、吸気弁１の材料としては、表３から明らかなように、たとえば、アルミニウム合金（資料４）や急冷凝固アルミニウム合金粉末（資料５）が好ましいことになる。
【００５９】
本発明は、上述した実施の形態に限定されるものではなく、特許請求の範囲の範囲内で種々改変することができる。例えば、上述した実施形態では、吸気弁１は、平頭弁であるが、必ずしもこれのみに限定されるものではなく、茸形、チューリップ形など種々の形態の吸気弁であってもよい。
【図面の簡単な説明】
【００６０】
【図１】本発明の実施形態に係る内燃機関用の吸気弁部分を示す断面図である。
【図２】同吸気弁の説明図である。
【図３】吸気弁の燃料の気化機能を段階的に示す概略断面図で、（Ａ）は燃料の貯溜状態、（Ｂ）は燃焼室に燃焼を供給した状態、（Ｃ）は燃焼室での燃焼状態をそれぞれ示す。
【図４】従来の吸気弁の燃料の気化機能を段階的に示す概略断面図で、（Ａ）は燃料の貯溜状態、（Ｂ）は燃焼室に燃焼を供給した状態、（Ｃ）は燃焼室での燃焼状態をそれぞれ示す。
【図５】傘部の破損状態の測定結果を示すグラフである。
【図６】各資料の燃料消費量を示すグラフである。
【図７】シリンダヘッド内表面温度の測定結果を示すグラフである。
【図８】燃料気化率とα／βとの関係を示すグラフである。
【図９】燃料気化率と燃料消費率との関係を示すグラフである。
【図１０】燃料消費率とα／βとの関係を示すグラフである。
【符号の説明】
【００６１】
１…内燃機関用の吸気弁、
２…傘部、
２ａ…傘部の燃焼室側表面、
２ｂ…傘部のバルブシート面、
２ｃ…連絡面、
３…バルブ軸、
Ｄ…傘部直径、
ｒ…傘部の中心点から連絡面までの外接円の最小半径、
ｘ…傘部の材料の２５０℃での疲労強度、
α…傘部の材料の熱伝導率、
β…最小半径ｒの傘部直径Ｄに対する割合（＝ｒ／Ｄ）。
【図１】
0004674519.tif 000013
【図３】
0004674519.tif 000014
【図４】
0004674519.tif 000015
【図６】
0004674519.tif 000016
【図７】
0004674519.tif 000017
【図８】
0004674519.tif 000018
【図９】
0004674519.tif 000019
【図１０】
0004674519.tif 000020
【図２】
0004674519.tif 000021
【図５】
0004674519.tif 000022