(57)【要約】【課題】素材コストおよび加工コストを低減し得るようにしたチタン製バルブスプリングリテーナを提供する。【解決手段】バルブスプリングリテーナが、０．８ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．２ｗｔ％、０．２４ｗｔ％≦Ｏ≦０．３２ｗｔ％、０．０２ｗｔ％≦Ｎ≦０．０５ｗｔ％および不可避不純物を含む残部Ｔｉから成るチタン合金素材の冷間鍛造により成形される。【選択図】        図６
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【特許請求の範囲】
【請求項１】
０．８ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．２ｗｔ％、０．２４ｗｔ％≦Ｏ≦０．３２ｗｔ％、０．０２ｗｔ％≦Ｎ≦０．０５ｗｔ％および不可避不純物を含む残部Ｔｉから成るチタン合金素材の冷間鍛造により成形されることを特徴とするチタン製バルブスプリングリテーナ。
【請求項２】
前記冷間鍛造後に表面が全面酸化処理されることを特徴とする請求項１記載のチタン製バルブスプリングリテーナ。
【請求項３】
７００ＭＰａ以上の引っ張り強度もしくは断面硬さが２３０ＨＶ０．１以上のビッカース硬度を有することを特徴とする請求項１または２記載のチタン製バルブスプリングリテーナ。
【請求項４】
平均結晶粒径が２０μｍ以下であることを特徴とする請求項１〜３のいずれかに記載のチタン製バルブスプリングリテーナ。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、チタン製バルブスプリングリテーナに関する。
【背景技術】
【０００２】
自動車および自動二輪車等の移動機械に搭載される内燃機関は、エネルギー消費の効率化を図るために軽量化することが求められている。この観点から、内燃機関における動弁装置の構成部材であるバルブスプリングリテーナを、軽量高強度素材であるチタン製として動弁装置ひいては内燃機関の軽量化を図るようにしたもの（特許文献１参照。）が知られており、このものでは、β型チタン合金を用いてバルブスプリングリテーナが形成されている。
【特許文献１】特開平１−２４０６３９号公報
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００３】
ところで、チタン材としては、加工性に優れるが低強度の純チタン材、加工性は劣るものの高い高温強度が得られるα型チタン合金およびα＋β型チタン合金、ならびに冷間塑性加工が可能であるとともに熱処理によって高強度が得られるβ型チタン合金がある。
【０００４】
純チタン材を用いる場合には、一部で冷間鍛造によるボルトの成形が行われてはいるものの、強度の低いＪＩＳ１種材に限られている。それは主として耐食性を得るためであり、ＪＩＳ１種材では期待されるチタンの比強度は得られない。
【０００５】
また内燃機関用部品等の機械部品には、強度の観点からＴｉ−６Ａｌ−４Ｖ合金等のα＋β型チタン合金が用いられることが多い。しかるにα＋β型チタン合金を用いたときには、その成形加工は高温下での熱間鍛造となるので、表面の酸化や寸法精度の問題から多くの後加工が必要となる。そのため素材費だけでなく加工費も高くなるので、チタン製部品は非常に高価なものとなり、一般的な車両用内燃機関のバルブスプリングリテーナへの適用は困難である。
【０００６】
さらにβ型チタン合金は、その素材製造工程では冷間圧延が可能であるが、変形強度が高いために冷間鍛造による部品の成形は、金型寿命の点で量産では問題があり、しかもβ相を安定化するための添加元素が高価であって比重も大きいことから、コスト低減の効果は得られない。
【０００７】
本発明は、かかる事情に鑑みてなされたものであり、素材コストおよび加工コストを低減し得るようにしたチタン製バルブスプリングリテーナ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】
【０００８】
上記目的を達成するために、請求項１記載の発明に従うバルブスプリングリテーナは、０．８ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．２ｗｔ％、０．２４ｗｔ％≦Ｏ≦０．３２ｗｔ％、０．０２ｗｔ％≦Ｎ≦０．０５ｗｔ％および不可避不純物を含む残部Ｔｉから成るチタン合金素材の冷間鍛造により成形されることを特徴とする。
【０００９】
また請求項２記載の発明は、上記請求項１記載の発明の構成に加えて、鍛造後に表面が全面酸化処理されることを特徴とする。
【００１０】
請求項３記載の発明は、請求項１または２記載の発明の構成に加えて、７００ＭＰａ以上の引っ張り強度もしくは断面硬さが２３０ＨＶ０．１以上のビッカース硬度を有することを特徴とする。
【００１１】
さらに請求項４記載の発明は、請求項１〜３のいずれかに記載の発明の構成に加えて、平均結晶粒径が２０μｍ未満であることを特徴とする。
【発明の効果】
【００１２】
請求項１記載の発明によれば、不純物の比較的多い廉価なスポンジチタンの使用によって素材のコストを低減することができ、また不純物元素であるＦｅ、Ｏ、Ｎの添加量を最適に制御することで高い強度を得るとともに冷間鍛造性を良好とし、冷間鍛造で成形するようにして製造コストを低減することができ、高い生産性を得るとともに歩留りの向上を図り、製造コストを確実に低減することができる。すなわちＦｅ＜０．８ｗｔ％、Ｏ＜０．２４ｗｔ％では強度不足や冷間鍛造性の不足が発生し、また１．２ｗｔ％＜Ｆｅ、０．３２ｗｔ％＜Ｏでは冷間鍛造時に割れなどの不具合が発生してしまい、さらに０．０２ｗｔ％≦Ｎ≦０．０５ｗｔ％で冷間鍛造時の先端割れ等の発生の防止に効果があるものであり、上述のようにＦｅ、Ｏ、Ｎの組成範囲を定めることでバルブスプリングリテーナを冷間鍛造によって安定して成形することができる。
【００１３】
また請求項２記載の発明によれば、請求項１においてＯ量が０．２４ｗｔ％≦Ｏ≦０．３２ｗｔ％として比較的多く設定されたことと相まって、素材中のＯ量および表面酸化のバランスによって疲労強度を充分に確保することが可能であり、しかも酸化処理前に冷間鍛造を実行することにより、より効果的に疲労強度の向上を図り、耐摩耗性を高めることができる。
【００１４】
請求項３記載の発明によれば、７００ＭＰａ以上の引っ張り強度もしくは断面硬さが２３０ＨＶ０．１以上のビッカース硬度を有するように定めることで、冷間鍛造によるバルブスプリングリテーナの成形を確実に可能とし、バルブスプリングリテーナの軽量化を図ることができる。
【００１５】
さらに請求項４記載の発明によれば、疲労強度の向上を図りつつ、より安定した冷間鍛造性を得ることが可能となり、冷間鍛造によるバルブスプリングリテーナの成形を可能として軽量化を最大限発揮することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１６】
以下、本発明の実施の形態を、添付の図面に示した本発明の一実施例に基づいて説明する。
【００１７】
先ず図１において、たとえばＤＯＨＣ型内燃機関のエンジン本体１は、シリンダボア４を有するシリンダブロック２と、該シリンダブロック２に結合されるシリンダヘッド３とを備え、シリンダボア４に摺動可能に嵌合されるピストン５の頂部を臨ませる燃焼室６がシリンダブロック２およびシリンダヘッド３間に形成される。
【００１８】
シリンダヘッド３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とが設けられ、排気弁口７を開閉する排気弁９のステム９ａは、シリンダヘッド３に設けられたガイド筒１０に摺動可能に嵌合される。
【００１９】
ガイド筒１０から突出したステム９ａの端部には、二つ割りのコッタ１１を介してバルブスプリングリテーナ１２が固定されており、このバルブスプリングリテーナ１２と、シリンダヘッド３に支持されたばね受け部材１３との間に、前記ステム９ａを囲繞するコイル状のバルブスプリング１４が縮設され、このバルブスプリング１４が発揮するばね力によって排気弁９は閉弁方向に付勢される。
【００２０】
前記ステム９ａの上部、バルブスプリング１４の上部およびバルブスプリングリテーナ１２は、有底円筒状に形成されるバルブリフタ１５で覆われており、このバルブリフタ１５の上部閉塞端内面の中央部にステム９ａの上端がインナーシム２４を介して同軸に当接される。またバルブリフタ１５は、シリンダヘッド３に設けられたガイド孔１６に摺動可能に嵌合されている。
【００２１】
前記バルブリフタ１５の上端閉塞部外面には、カムシャフト１７に設けられた動弁カム１８が摺接されており、カムシャフト１７が回転するのに応じて前記動弁カム１８が、バルブスプリング１４のばね力に抗してステム９ａを押し下げ、それにより排気弁９が開弁作動する。
【００２２】
図２において、前記バルブスプリングリテーナ１２は、軸方向厚みｄをたとえば１．５ｍｍ程度の薄肉とするとともに直径Ｄを２１ｍｍとした円板状の大径部１２ａと、大径部１２ａよりも軸方向厚みを大として大径部１２ａの一端に同軸に連なる小径部１２ｂと、小径部１２ｂから離反するにつれて小径となるようにして小径部１２ｂの一端に同軸に連なるテーパ部１２ｃとを一体に有し、大径部１２ａおよび小径部１２ｂ間には、バルブスプリング１４の上端を受けるための環状の座面１９が段差状に形成される。
【００２３】
またバルブスプリングリテーナ１２には、ステム固着用のテーパ孔２０が軸方向に貫通するようにして設けられており、テーパ孔２０に挿通されるステム９ａおよびバルブスプリングリテーナ１２間に介装されるようにして二つ割りのコッタ１１が前記テーパ孔２０に嵌合される。
【００２４】
このようなバルブスプリングリテーナ１２は、図３で示す工程を経過する冷間鍛造によって成形されるものであり、図３（ａ）で示す線材切断工程では線素材から一定の長さの線材２１を切断し、図３（ｂ）で示す据え込み工程で線材２１を軸方向に圧縮して得た円板状の素材２２の中央部を、図３（ｃ）で示す打ち抜き工程で打ち抜くことによってリング状の素材２３を得ることができ、この素材２３を鍛造することで図３（ｄ）で示すようにバルブスプリングリテーナ１２を得ることができる。
【００２５】
ところで、バルブスプリングリテーナ１２はチタン製のものであり、本発明者は、製造コストが安価となる冷間鍛造によってチタン製のバルブスプリングリテーナ１２を得るための研究を重ね、不純物の比較的多い廉価なスポンジチタンを使用することを可能とし、不純物元素であるＦｅ、Ｏ、Ｎの添加量を最適に制御することで必要な強度を確保し、しかもごく限られた組成範囲において特定の組織形態を確保したときに、良好な冷間鍛造性が得られることを見いだした。
【００２６】
表１は、素材特性を変化させてバルブスプリングリテーナ１２を成形したときの評価を示すものであり、冷間鍛造性の評価にあたってはバルブスプリングリテーナ１２における大径部１２ａの厚みを１．５ｍｍとしたときに、割れが生じることなく大径部１２ａを良好に成形し得たときを○、成形できなかったときを×として表示している。また図４で示すようにバルブスプリングリテーナ１２の座面１９を固定の支持部２５で支持した状態でステム９ａに上方から繰り返し負荷をかけたときに、図５で示すように、破壊に至る繰り返し回数が負荷に応じて変化するのであるが、疲労安全率は（実測負荷／実測限界負荷）として得られるものであり、冷間鍛造性が○であり、しかも疲労安全率が１．２を超えるものを総合評価で○として表示している。
【００２７】
【表１】
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【００２８】
表１において、引っ張り強度が７００ＭＰａ未満もしくは断面硬さがビッカース硬度で２３０ＨＶ０．１未満である試料ＮＯ．１，２の試料の総合評価は充分な疲労安全率を確保し得ないことにより×であり、これにより、チタン製として軽量化を図ったバルブスプリングリテーナ１２を成立させるためには、上記冷間鍛造工程において最低でも引っ張り強度が７００ＭＰａ以上もしくは断面硬さがビッカース硬度で２３０ＨＶ０．１以上であることが必要であることが判る。
【００２９】
しかも充分な疲労安全率を確保した上で、冷間鍛造による成形を可能とすることが必要であり、その要求を満足するにあたって試料ＮＯ．１〜１６の試料での冷間鍛造性の良否をバルブスプリングリテーナ１２における大径部１２ａの成形性によって判断した結果を図６に示す。すなわち０．０２ｗｔ％≦Ｎ≦０．０３５ｗｔ％とし、結晶平均粒径を９〜１８μｍとした条件下で、Ｆｅ量およびＯ量を変化させたときに優れた冷間鍛造性を示したのは、図６において長方形で囲まれる範囲のものである。
【００３０】
ここで、Ｆｅ＜０．８ｗｔ％では、異方性が大きく斜めに割れが発生し、鍛造不可となるものであり、１．２ｗｔ％＜Ｆｅでは延性の低下によって割れが発生し、鍛造不可となるものであり、Ｏ＜０．２４ｗｔ％ではバルブスプリングリテーナ１２に必要な最低引っ張り強度７００ＭＰａを確保することができず、０．３２ｗｔ％＜Ｏでは割れが発生するだけでなく、変形抵抗が高すぎて冷間鍛造の金型負荷が大きくなり過ぎてしまうのである。この結果によれば、良好な冷間鍛造性を得るためには、０．８ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．２ｗｔ％、０．２４ｗｔ％≦Ｏ≦０．３２ｗｔ％であることが必要となることが判る。
【００３１】
また試料ＮＯ．１７〜２５の試料を用いて、冷間鍛造性の良否をバルブスプリングリテーナ１２における大径部１２ａの成形性によって判断した結果を図７に示す。すなわち０．９８ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．０５ｗｔ％、０．２６９ｗｔ％≦Ｏ≦０．３ｗｔ％とし、結晶平均粒径を９〜１０μｍとした条件下で、Ｎ量を変化させたときに優れた冷間鍛造性を示したのは、図７において長方形で囲まれる範囲のものであり、バルブスプリングリテーナ１２における大径部１２ａを、割れが生じることなく１．５ｍｍの厚さに成形し得るのは０．０２ｗｔ％≦Ｎ≦０．０５ｗｔ％であることが必要であることが判る。ここで鍛造成形性の判断にあたってバルブスプリングリテーナ１２における大径部１２ａの厚さ１．５ｍｍを判断基準としたのは、従来のバルブスプリングリテーナにおける大径部の厚さが１．５ｍｍであるからであり、大径部１２ａを１．５ｍｍの厚さに成形できれば、バルブスプリングリテーナ１２の周辺部品として従来のものをそのまま流用して軽量化のメリットを充分に活かせるからである。
【００３２】
さらに試料ＮＯ．２６〜２９の試料は、Ｆｅを１．０５ｗｔ％、Ｏを０．２７７ｗｔ％、Ｎを０．０２３ｗｔ％に固定した状態で結晶平均粒径を１９〜９７の範囲で変化させ、冷間鍛造性の良否を判断するために用いられたものであり、平均結晶粒径が１９μｍである試料ＮＯ．２９の試料のみが総合評価を○としており、平均結晶粒径が２０μｍ未満でることが、安定した冷間鍛造性を得るのに必要であることが判る。また試料ＮＯ．１〜２５の試料でも冷間鍛造性が○と評価されたものに平均結晶粒径が２０μｍ以上となるものはないので、結晶平均粒径を２０μｍ未満とすることで、より安定した冷間鍛造性を得ることが可能となることが判る。
【００３３】
ところで、バルブスプリングリテーナ１２には、バルブスプリング１４との摺動摩耗、ならびにコッタ１１とのフレッティングｎｉ対する耐久性を持たせるための表面処理を施すことが必要であり、酸化処理、イオンプレーティング、プラズマ窒化およびプラズマ浸炭などの処理が検討されたが、バルブスプリングリテーナ１２がチタン製であることにより、上記各表面処理では、疲労強度の低下を招き、多くの場合、応力集中部に表面処理が施されないようにすることや、応力集中部に施された表面処理層を後加工で除去する必要があり、コスト増加の要因となっている。
【００３４】
本発明者は、母材のＯ量と、表面酸化処理による疲労強度の低下とに相関性があることを新たに見いだしたものであり、試料ＮＯ．１，５，６，８，１１，１３，３０，３１の試料を用いて酸化処理の前後での疲労強度比（処理後／処理前）を得た結果は、表２で示すようになる。
【００３５】
【表２】
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【００３６】
表２において、疲労強度比は、Ｕノッチ（α＝１．８）のテストピースを用いて回転曲げ疲労テストを行った結果によるものであり、このテストピースには、７００℃で５時間の酸化処理を実行した。
【００３７】
上記表２で得られた疲労強度比をグラフ化すると図８で示すようになり、０．２０ｗｔ％≦Ｏで疲労強度の低下を少なくする効果が得られることが判り、特に、０．２４ｗｔ％≦Ｏでは応力集中部も含む全面に酸化処理が施された状態で、バルブスプリングリテーナ１２としての性能を充分に確保し得ることを確認した。
【００３８】
また冷間鍛造無しのテストピースと、冷間鍛造後のテストピースとに、７５０℃で３時間の酸化処理を行って、図９で示すように、表面からの深さおよびビッカース硬度の関係が得られており、酸化処理前に冷間鍛造を行うと、酸素の拡散時間が短縮されるとともに侵入距離も深くなることが判り、特に、表面直下（約２０μｍの深さ）での硬度の差が大きく、酸化処理前の冷間鍛造によって耐摩耗性向上への効果が大きいことが判る。
【００３９】
さらに耐摩耗性は、Ｏ量の増加によっても改善されるものであり、試料ＮＯ．１，５，６，８，１１，１３，３１の試料を用いて酸化処理後の表面硬度および焼付き荷重を調べた結果は表３で示すようになり、その結果をグラフ化すると図１０で示すようになる。
【００４０】
【表３】
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【００４１】
表３および図１１で示した結果は、７００℃、５時間の酸化処理後に、相手材をＳＷＯＳＣ−Ｖ窒化材とし、潤滑剤としてエンジンオイルを用いたファビリー試験機による試験によって得られたものであり、チタン材は酸化処理層が摩耗して母材が表面に露出した状態で焼付きを生じるものであり、Ｏ量が０．２４ｗｔ％以上で焼付き荷重を高め、バルブスプリングリテーナ１２として充分な耐摩耗性が得られることが判る。
【００４２】
上述のようにして、バルブスプリングリテーナ１２を、０．８ｗｔ％≦Ｆｅ≦１．２ｗｔ％、０．２４ｗｔ％≦Ｏ≦０．３２ｗｔ％、０．０２ｗｔ％≦Ｎ≦０．０５ｗｔ％および不可避不純物を含む残部Ｔｉから成るチタン合金素材の冷間鍛造により成形することによって、不純物の比較的多い廉価なスポンジチタンの使用によって素材のコストを低減することができ、また不純物元素であるＦｅ、Ｏ、Ｎの添加量を最適に制御することで高い強度を得るとともに冷間鍛造性を良好とし、冷間鍛造で成形するようにして製造コストを低減することができ、高い生産性を得るとともに歩留りの向上を図り、製造コストを確実に低減することができる。
【００４３】
また冷間鍛造後のバルブスプリングリテーナ１２の表面を全面酸化処理することにより、素材中のＯ量および表面酸化のバランスによって疲労強度を充分に確保することが可能となり、より効果的に疲労強度の向上を図り、耐摩耗性を高めることができる。
【００４４】
また７００ＭＰａ以上の引っ張り強度もしくは断面硬さが２３０ＨＶ０．１以上のビッカース硬度を有するものであることにより、冷間鍛造によるバルブスプリングリテーナ１２の成形を確実に可能とし、バルブスプリングリテーナ１２の軽量化を図ることができる。
【００４５】
さらに平均結晶粒径を２０μｍ未満に設定することにより、疲労強度の向上を図りつつ、より安定した冷間鍛造性を得ることが可能となる。
【００４６】
而して本発明に従ってバルブスプリングリテーナ１２の合金組成を上述のように特定することで、素材歩留りを１００％近くまで高めるとともに、高い生産性が得られる冷間鍛造を可能とし、素材コストを従来材の１／２〜１／３程度まで低減するとともに、成形コストを１／５に低減し、さらに表面処理コストを従来の熱処理と同等に抑えることができる。その結果、バルブスプリングリテーナ１２のコストは従来のチタン製バルブスプリングリテーナの１／１０以下、量産スチール製バルブスプリングリテーナの２〜３倍以内に抑えることが可能となり、省燃費車両やスポーツモデル等の量産車の内燃機関用として充分に適用することができる。また本発明に従うバルブスプリングリテーナ１２の重量は、量産スチール製バルブスプリングリテーナに対して４０％の軽量化となる。
【００４７】
以上、本発明の実施例を説明したが、本発明は上記実施例に限定されるものではなく、特許請求の範囲に記載された本発明を逸脱することなく種々の設計変更を行うことが可能である。
【００４８】
たとえば上記実施例では排気弁９のバルブスプリングリテーナ１２について説明したが、吸気弁のバルブスプリングリテーナに本発明を適用することも可能である。
【図面の簡単な説明】
【００４９】
【図１】内燃機関の要部縦断面図である。
【図２】バルブスプリングリテーナの拡大縦断面図である。
【図３】バルブスプリングリテーナの成形工程を示す図である。
【図４】疲労強度試験の試験状態を示す断面図である。
【図５】疲労安全率を得るための実測負荷および実測限界負荷の関係を示す図である。
【図６】Ｆｅ量およびＯ量に対する冷間鍛造性の良否判定領域を示す図である。
【図７】バルブスプリングリテーナの大径部厚さ限界およびＮ量の関係を示す図である。
【図８】Ｏ量および疲労強度比の関係を示す図である。
【図９】素材表面からの深さに対する硬度の変化を示す図である。
【図１０】Ｏ量および焼付き荷重の関係を示す図である。
【符号の説明】
【００５０】
１２・・・バルブスプリングリテーナ
【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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【図１０】
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