(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
噴口を備えたノズル本体と、該ノズル本体中に配置され、上記噴口の開閉を行うニードルと、該ニードルの後方を支持するコマンドピストンピンとを有する燃料噴射ノズルにおいて、
前記ノズル本体が金属材からなり、
前記ニードルおよびコマンドピストンピンの少なくとも一つは、前記ノズル本体との接触部を含む全体がジルコニアを主成分とし５〜４０重量％のアルミナを含有するセラミックスからなり、該セラミックスの熱膨張率が９．４×１０−６／℃以上で、表面に存在する気孔の最大径が５μｍ以下であり、且つその表面粗さが０．８ｚ以下であることを特徴とする燃料噴射ノズル。
【請求項２】
前記セラミックスからなるニードルおよび／またはコマンドピストンピンが、１２１℃、２気圧の飽和水蒸気圧雰囲気中で４００時間処理した後のノズル本体との接触部の真円度が１．０μｍ以下であることを特徴とする請求項１記載の燃料噴射ノズル。
【請求項３】
前記セラミックスにおけるジルコニアの平均結晶粒径ａが０．２〜０．５μｍであり、アルミナの平均結晶粒径ｂとジルコニアの平均結晶粒径ａの比率が０．４≦ａ／ｂ≦２．０であることを特徴とする請求項１記載の燃料噴射ノズル。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、ディーゼルエンジン等の燃料噴射に使用する高圧の燃料噴射ノズルに関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、ディーゼルエンジンの燃焼室等に燃料を噴霧する燃料噴射ノズルは、例えば図１に示す構造を有している。この燃料噴射ノズルは、有底筒状のノズル本体１、該ノズル本体１の筒状先端部２に形成された複数個の噴口３、ノズル本体内に配置され噴口３を開閉するためのニードル４、及びニードル４の後方を支持するコマンドピストンピン５とからなる。
【０００３】
ノズル本体１は、筒状体上部６と筒状体下部７とからなり、筒状体上部６には燃料通路８が形成され、該燃料通路８の端部には燃料溜まり９が形成されている。また、筒状体下部７の内周面１０とニードル４の外周面１１との間には、燃料溜まり９と連通する環状の燃料通路１２が形成されている。ニードル４は、燃料溜まり９に溜まる燃料によりコマンドピストンピン５方向に圧力を受けている。これに対し、コマンドピストンピン５によりニードル４を押圧することにより、ニードル４をその先端のテーパー面が筒状体先端部２の弁座部１３に接触したり離れたりするように往復運動させ、これにより噴口３が開閉される。
【０００４】
一般に、燃料噴射ノズルは燃焼反応の前提である燃料の拡散、微粒化等の役割があり、これと空気との混合により効果的燃焼を行わせるものである。従って、ノズルの構造による噴霧の良否が、熱効率、排気ガス成分に影響を与えることが判っている。
【０００５】
燃料噴射ノズルは、加工精度、耐久性、耐磨耗性、信頼性等も重要であり、その材質として従来は窒化処理や浸炭処理を施した鋼鉄を使用している。噴口３の加工は、ドリルにより精密に行われている。従って、孔形状は円柱形状がほとんどであるが、噴口３の円柱形状は、必ずしもその噴霧構造に最適なものでなく、加工上の制約からきているといえる。
【０００６】
一方、ノズルの形状を楕円、長方形等の真円以外の形状あるいは墳孔３入口側周縁部を曲面状としたものもある。この場合ある程度はそれぞれ効果を有しているが、近年更に熱効率を向上させること及び排気ガスの良化が求められるようになり、従来の燃料噴射ノズルでは、パーティキュレートの発生を抑制するために不充分なものであった。
【０００７】
ディーゼルエンジンは、燃料である軽油を空気過剰の雰囲気で燃焼させる。そこで、排気ガス中のスモークを減少させるためには、燃料の燃焼温度を上げることが有効である。しかしながら、燃焼温度を上げると、逆に窒素酸化物（ＮＯｘ）の排出量が増加してしまう。そして、窒素酸化物の排出量を減少させるためには、燃焼温度を下げることが必要であり、両者が相反する傾向になっている。理想的には、噴射した燃料が気化し燃焼することが好ましい。そのためには、噴射燃料の表面積を大きくし蒸発を促進することが必要である。そこで、折衷案として提案されているのが、燃料噴射飛沫の小径化である。このため、燃料を高圧で噴射することにより、飛沫を小径化することが試みられている。
【０００８】
しかしながら、このような高速噴射を従来の金属製の燃料噴射ノズルで試みると、金属が変形し精密な噴射制御ができなくなるという問題があった。そこで、提案されているのが、剛性の高いセラミックスを燃料噴射ノズル先端のニードル４等に使用することである。また、セラミックスとしては、熱膨張率が１１×１０-6／℃と比較的金属に近いジルコニアを使用することが提案されている（特開平５−２４０１２７号公報参照）。
【０００９】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、構造材料として使用する高強度のジルコニアセラミックスは、２００〜３００℃に相転移点が存在し、湿度の高い大気中で使用すると正方晶から単斜晶への相転移が進み体積膨張するため、燃料噴射量が変化しエンジンの燃焼状態が不安定になり、排気ガス中のパーティキュレート量が増加するという課題があった。
【００１０】
また、特開平６−５０２４１号公報には、「ニードルを酸化アルミニウムとジルコニアとの複合セラミックスで作製し、ノズル本体をジルコニアで作製した燃料噴射ノズル」が提案されているが、燃料噴射ノズル全体をセラミックス化することは、ノズル本体１の内面の加工精度や仕上げ加工が難しいため、加工コストが高くなり過ぎるので、実用化のためには課題があった。
【００１１】
また、アルミナとジルコニアを単に複合化するだけでは、構造材料として高強度を維持できる複合セラミックスとしては不充分であり、使用中にジルコニアの正方晶から単斜晶への相転移が発生することによりニードル４の真円度が悪くなり、燃料噴射の精度を保てなくなることが判った。
【００１２】
特に、コマンドピストンピン５とノズル本体１との間隔は、コマンドピストンピン５方向への燃料の漏れを防止するため、片側２μｍ以下と微小に調整されている。このため、セラミックスからなるコマンドピストンピン５の真円度が変化すると摺動性が低下し、ノズル本体１が磨耗してコマンドピストンピン５方向に燃料が漏れてしてしまうという課題があった。
【００１３】
【課題を解決するための手段】
本発明者等は、噴口を備えたノズル本体と、該ノズル本体中に配置され、上記噴口の開閉を行うニードルと、該ニードルの後方を支持するコマンドピストンピンとを有する燃料噴射ノズルにおいて、上記ノズル本体が金属材からなり、前記ニードルおよびコマンドピストンピンの少なくとも一つが、前記ノズル本体との接触部を含む全体がジルコニアを主成分とし５〜４０重量％のアルミナを含有するセラミックスからなり、該セラミックスの熱膨張率が９．４×１０−６／℃以上で、表面に存在する気孔の最大径が５μｍ以下であり、且つその表面粗さが０．８ｚ以下である燃料噴射ノズルとすることにより、上記課題を解決できることを見出した。
【００１４】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施の形態を説明する。
【００１５】
本発明の燃料噴射ノズルは、図１に示すように、有底筒状のノズル本体１とノズル本体１の筒状体先端部２に形成された複数個の噴口３、ノズル本体１内に配置され墳孔３を開閉するためのニードル４、またその後方からニードル４の往復運動を支えるコマンドピストンピン５とからなる。
【００１６】
ノズル本体１は筒状体上部６と筒状体下部７とからなり、筒状体上部６には燃料通路８が形成され、該燃料通路８の端部には燃料溜まり９が形成されている。また、筒状体下部７の内周面１０とニードル４の外周面１１との間には、燃料溜まり９と連通する環状燃料通路１２が形成されている。そして、噴口３は、ニードル４の往復運動によってニードル４の先端テーパー面が筒状体先端部２の弁座１３に接触したり離れたりすることにより開閉される。
【００１７】
本発明の燃料噴射ノズルは、ニードル４とコマンドピストンピン５の少なくとも一方、好ましくは両方を、ジルコニアを主成分とし、５〜４０重量％のアルミナを含有するセラミックスで形成し、該セラミックスの熱膨張率が９．４×１０-6／℃以上であり、表面に存在する気孔の最大径が５μｍ以下であり、且つ外周部の表面粗さが十点平均粗さで０．８ｚ以下であることを特徴とする。
【００１８】
アルミナ含有量を５〜４０重量％としたのは、アルミナ含有量を５重量％未満とすると、ジルコニアの粒界の三重点に分散し相転移を抑制する効果があるアルミナの量が不足して、相転移抑制効果が不充分となるからである。また、アルミナ含有量が４０重量％を越えると、セラミックス中の主たる成分がアルミナとなり、ジルコニアのマルテンサイト変態による応力吸収機構がうまく機能せず、強度が低下してしまうので好ましくない。なお、ジルコニアには希土類元素酸化物として、たとえばイットリアを２〜５ｍｏｌ％添加したのものを使用する。
【００１９】
また、該セラミックスの熱膨張率を９．４×１０-6／℃以上としたのは、該セラミックスの熱膨張率が９．４×１０-6／℃未満であると、金属材からなるノズル本体１とニードル４およびコマンドピストンピン５との熱膨張率差により弁座部１３のテーパー面付近のギャップが変化し、所望の燃料噴射量が得られなくなるからである。
【００２０】
また、ニードル４およびコマンドピストンピン５の表面に存在する気孔の最大径が５μｍ以下としたのは下記の理由による。金属材からなるノズル本体１は、初期は焼き入れ処理されており燃料噴射に耐える硬度を有しているが、使用中の熱履歴により焼き入れ効果が消出し、硬度が低下する。この際に、ニードル４およびピストンピン５の表面の気孔径が５μｍを越えると、ノズル本体１が磨耗もしくは変形し、所望の燃料噴射量が得られなくなるからである。
【００２１】
なお、気孔径を５μｍ以下にするためには、１３００〜１４５０℃の２０００気圧のアルゴンもしくは窒素雰囲気中で等方静水圧加圧（ＨＩＰ）処理することが有効である。
【００２２】
また、ニードル４およびピストンピン５の表面粗さを０．８ｚ以下としたのは、該表面粗さが０．８ｚを越えると、上記と同様にノズル本体１の金属材が磨耗もしくは変形し、所望の燃料噴射量が得られなくなるからである。表面粗さを０．８ｚ以下にするためには、内径を粗切削したのち、仕上げ研削する。
【００２３】
さらに、ジルコニアを主成分とするセラミックスからなるニードル４およびコマンドピストンピン５すは、１２１℃、２気圧の飽和水蒸気圧中で４００時間処理したのちのノズル本体１との接触部の真円度が１．０μｍ以下であることが好ましい。もし、上記処理後のニードル４およびコマンドピストンピン５の真円度が１．０μｍを越えると、これにより、噴口３付近のニードル４とノズル本体１のギャップがばらついてしまうとともに、金属材からなるノズル本体１を磨耗させてしまい、所望の燃料噴射量が得られなくなるからである。
【００２４】
また、上記熱処理後の真円度を１．０μｍ以下とするためには、ジルコニアを主成分とするセラミックスにおけるジルコニアの平均粒径ａを０．２〜０．５μｍ、アルミナの平均粒径ｂとジルコニアの平均粒径ａとの比を、０．４≦ａ／ｂ≦２．０とすればよい。
【００２５】
ジルコニアセラミックスの平均結晶粒径ａを０．２〜０．５μｍとしたのは、平均結晶粒径ａが０．２μｍ未満となるような焼結体とするには、焼成温度を１３５０℃程度に抑えて焼成する必要があるが、焼結を促進するために粒径を小さくすると、成形体の生密度を向上させることが難しく、安定して平均結晶粒径を０．２μｍ未満にすることは困難であるためである。
【００２６】
また、ジルコニアセラミックスの平均結晶粒径ａを０．５μｍより大きくすると、ジルコニアセラミックスの臨界粒径に対する余裕が小さくなるので、使用中の負荷条件により単斜晶の生成量が５％を越えるようになってしまうので好ましくない。
【００２７】
ジルコニアの平均結晶粒径ａとアルミナの平均結晶粒径ｂの関係ａ／ｂが、０．４未満になると、ジルコニアの結晶粒界に分散するアルミナ粒子の数が減少するため、ジルコニアの正方晶から単斜晶への相転移が進みやすくなるようである。
【００２８】
また、逆にａ／ｂが２．０を越えると、原因は明確ではないが飽和水蒸気圧処理に対する真円度の変化が大きくなるので好ましくない。
【００２９】
なお、ジルコニアとアルミナの平均結晶粒径を上記範囲とするためには、それぞれの原料の平均粒径や焼成条件を調整すれば良い。
【００３０】
セラミックスの結晶粒径の測定は、サンプルの表面を鏡面研磨した後、１４００〜１５００℃の高温炉中に１０分間挿入し、粒界を観察できるようになるまでこの操作を繰り返して試料とし、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ：日立製作所Ｓ−８００）を用いて確認する。アルミナとジルコニアを識別するためには、ＢＥＩ（反射電子像）の写真と電子顕微鏡写真を併用して、色の暗くなる結晶をアルミナ、色の明るい結晶をジルコニアとして判断した。ジルコニウムとアルミニウムは、原子番号が４０番と１３番と大きく異なるため、このような簡便な比較が可能となる。
【００３１】
また、水熱処理は超加速寿命試験機ＴＰＣ−４１１Ｄ（タバイエスペック製）を用いて１２１℃×２気圧の飽和水蒸気圧下で４００時間の処理を行う。
【００３２】
また、単斜晶ジルコニアの量Ｍ（モル％）は、焼結体表面またはその粉末をＸ線回折装置により回折強度を測定し、その回折強度（回折ピークの高さ）から次式によって算出する。
【００３３】
Ｍ＝｛［Ｉｍ（１１−１）＋Ｉｍ（１１１）］／［Ｉｍ（１１−１）＋Ｉｍ（１１１）＋Ｉｔ（１１１）］｝×１００    ・・・・・      式（１）
ただし、
Ｉｍ（１１−１）  ：単斜晶ジルコニア（１１-１）面の回折強度
Ｉｍ（１１１）    ：単斜晶ジルコニア（１１１）面の回折強度
Ｉｔ（１１１）    ：正方晶および立方晶ジルコニア（１１１）面の回折強度さらに、焼結体中の希土類元素酸化物、アルミナの量は、焼結体を元素分析することによって求めた希土類元素、アルミニウムの量を酸化物に換算して求める。一般に、希土類元素酸化物としてはコストの問題からイットリアが多用されている。
【００３４】
次に、本発明の燃料噴射ノズルのニードル４およびコマンドピストンピン５を製造する方法について説明する。
【００３５】
まず、上述した組成となるように原料粉末を所定量秤量し、公知の混合方法、例えば回転ミルや振動ミル、バレルミルでＩＰＡやメタノール、水等を溶媒として原料粉末を混合する。場合によっては、溶媒を使わない乾式混合を用いても構わない。さらに好ましくは、これらの原料を共沈法により作製することが望ましい。
【００３６】
そして、出来上がった混合粉末を所望の成形手段、例えば冷間静水圧プレス、射出成形等により任意の形状にする。成形手段によっては、スプレードライ等による造粒や、水、有機バインダ−と共にある一定粘度の杯土を作製するなどの準備も必要であるが、通常のセラミックスの成形手段に従えばよい。
【００３７】
成形後、乾燥、脱脂が必要な場合、窒素中や真空中、大気中で、５０〜１４００℃の温度で加熱処理する。
【００３８】
また、焼成は、酸化性雰囲気中で１３００〜１６００℃で行う。焼成温度は、高すぎると粒成長し、強度が低下するため、１３５０〜１５５０℃の温度で０．５〜３時間焼成することにより開気孔がなくなるレベルまで焼成し、その後、熱間静水圧プレス（ＨＩＰ）で処理をすることにより緻密な焼結体が得られる。
【００３９】
その後、さらに所定の形状、寸法に精度良く加工することにより、本発明のニードル４、コマンドピストンピン５を得ることができる。
【００４０】
次に、本発明の燃料噴射ノズルのノズル本体１の製造方法の一例について説明する。ノズル本体１の材質としては、クロムモリブデン鋼であるＳＣＭ４１５やＳＣＭ４２０を用いることが好ましい。これらの金属は、熱膨張率を１２×１０-6／℃程度と、一般的なジルコニアの熱膨張率１１×１０-6／℃に近い値に調整できるからである。
【００４１】
具体的には、ノズル本体１として、Ｃ含有率が０．２％の未熱処理のＳＣＭ４１５製のノズル本体１を作製した。次いで、ノズル本体１を、９２５℃に加熱して所定時間保持し、次いで８５０℃まで温度を低下させた後、油冷して焼入れを行った。更に、ノズル本体１を１５０℃に加熱した後に、油冷してノズル本体１の焼き戻しを行った。焼入れ焼き戻しを行ったノズル本体１は、その表面硬度が約Ｈｖ３００ＭＰａであり、且つ中心部の硬度が約Ｈｖ１８０〜２００ＭＰａであった。更に、ノズル本体１の内周面に対して浸炭焼入れし、ノズル本体１の内周面の硬度をＨｖ５５０ＭＰａ程度に硬化させた。ノズル本体１の内周面の浸炭深さは約０．５ｍｍであった。また、ノズル本体１の内周面と弁座部１３は、針弁４に整合するように研磨を行った。ここで、ノズル本体１における内周面と弁シート部１３の表面硬度がＨｖ５００ＭＰａ以上の硬度を確保するため、ノズル本体１を構成する鋼材のＣ含有率がほぼ０．２〜０．８％の範囲内のものが選定されている。
【００４２】
【実施例】
実施例  １
ジルコニアと、３ｍｏｌ％Ｙ2Ｏ3を含有する共沈粉末とアルミナ粉末を用いて、表１の組成になるように調合後、８０ＭＰａでラバー成形することによりニードル４およびコマンドピストンピン５の成形体を得た。
【００４３】
次に、この成形体を切削加工したのち、大気中で１４５０℃で焼成することにより９８％以上まで緻密化させ、さらに２０００気圧の加圧下にて１４５０℃でＨＩＰ処理を施し焼結体を得た。
【００４４】
さらに規定の形状、寸法に加工し、またコマンドピンピストン５については、さらに外形をノズル本体１の内径に対し径差２μｍ以下となるようにマッチング加工をほどこした。ノズル本体１はＳＣＭ４１５で形成し、これらのニードル４とコマンドピストン５を、図１に示すような形で組み付けた。
【００４５】
また、比較用として、現在量産用のノズルとして使用されているＳＣＭ４１５浸炭品からなるニードル４を用い、実機条件（２５０〜２６０℃）で実機相当の衝撃を１０7回印加した。その後、各々のニードル４の磨耗量、コマンドピストンピン５の磨耗量およびノズル本体１の磨耗量は、図２に示すように、ニードル４の弁座部１３に接する部分、コマンドピストンピン５の表面、ノズル本体１の弁座部１３および内周面について、表面粗さ計１４を用いて測定した。なお、各磨耗量は、その最大深さを示した。
【００４６】
【表１】
0003954788.tif 000002
【００４７】
この表から判るように、アルミナ含有量が４０重量％を越え、熱膨張率が９．４×１０-6／℃未満となるＮｏ．１、２は、抗折強度が１０００ＭＰａ未満と低くなると同時に、ニードル４等の磨耗量が、従来の金属を用いた場合に較べて大きくなるので好ましくない。また、アルミナ含有量が５重量％未満となるＮｏ．６，７は、ニードル４等の摩耗量が従来の金属を用いた場合に較べて大きくなるので好ましくない。
【００４８】
また、ニードル４およびコマンドピストンピン５の表面の最大気孔径が５μｍを越えるＮｏ．１０、１１、およびニードル４とコマンドピストンピン５の表面粗さが０．８ｚを越えるＮｏ．１３、１４は、供にニードル等の部品の磨耗量が、金属を使った場合に較べて大きくなり、好ましくないことが判った。
【００４９】
これに対し、本発明の請求範囲内になるように調整したＮｏ．３〜５、８、９、１２は、金属を用いた場合に較べて、約７割程度の磨耗量となり、良好であった。
【００５０】
実施例  ２
ここでは、実機使用時のジルコニアセラミックスの相変態を簡便に評価するため、表１で用いたものと同等の試料について、ニードル４とコマンドピストンピン表面を真円度０．５μｍに仕上げ、これを１２１℃×２気圧の飽和水蒸気雰囲気中で４００時間処理したのちの金属との接触部の真円度を測定した。
【００５１】
また、初期と上記評価テスト後の燃料噴射ノズルを用いて燃料噴射圧１３０ＭＰａで燃料を噴射させながらエンジンを燃焼させた際のパーティキュレート量の変化を評価した。燃料噴射量が不安定になると、パーティキュレート量が増大する傾向になる。そこで、排気ガスを５０００ｃｍ3／分の速度で３０分間サンプリングし、メンブランフィルタに排気ガス中のパーティキュレートを付着させ、ミノルタ製の分光測色計ＣＭ−３７００Ｄを用いて明度を評価することにより、メンブランフィルタへのパーティキュレートの付着量を測定した。これにより、排気ガス中のパーティキュレート量を間接的に測定した。
【００５２】
結果を表２に示した。
【００５３】
【表２】
0003954788.tif 000003
【００５４】
表２から判るように、飽和水蒸気圧雰囲気処理した後の真円度が１．０μｍを越えるＮｏ．２、６、７は、メンブランフィルタ上に付着したパーティキュレートの明度が、１０％以上低下したのに対し、前記真円度が１．０μｍ以下であったＮｏ．３〜５は、前記明度の上昇が小さく、良好な耐久性を示した。
【００５５】
実施例  ３
ここでは、ジルコニアセラミック中のジルコニアの平均結晶粒径ａとアルミナの平均結晶粒径ｂと耐久性の関係について調査した。ジルコニアの平均結晶粒径ａとアルミナの平均粒径の比ａ／ｂに対する１２１℃×２気圧の飽和水蒸気圧処理を施した後の、ニードル４とコマンドピストンピン５の真円度変化を調べた。ジルコニアの平均結晶粒径ａとアルミナの平均結晶粒径の異なるジルコニアを用いた、初期の真円度を０．５μｍに加工したニードル４とコマンドピストンピン５を用意し、上記のような評価を実施した。
【００５６】
結果を、表３に示した。
【００５７】
【表３】
0003954788.tif 000004
【００５８】
表３から判るように、ジルコニアの平均結晶粒径が、０．５μｍを越えるＮｏ．２７は、上記処理後の真円度が１．０μｍを大きく越えてしまった。また、ジルコニアとアルミナの平均結晶粒径の比ａ／ｂに関しては、ａ／ｂが０．４より小さくなるＮｏ．２０とａ／ｂが２．０より大きくなるＮｏ．２４は、上記処理後の真円度が１．０μｍを越えて大きくなった。
【００５９】
これに対し、ジルコニアの平均結晶粒径ａを０．２〜０．５μｍとし、ジルコニアの平均結晶粒径ａとアルミナの平均結晶粒径ｂの比ａ／ｂを０．４〜２としたＮｏ．２１〜２３、２５、２６は、前記処理後の真円度の値を１．０μｍ以下と小さくすることができた。
【００６０】
【発明の効果】
以上のように、本発明の燃料噴射ノズルのように、噴口を備えたノズル本体と、該ノズル本体中に配置され、噴口の開閉を行うニードルと、ニードルの後方を支持するコマンドピストンピンとを有し、ノズル本体が金属材からなり、ニードルおよびコマンドピストンピンの少なくとも一つが、ノズル本体との接触部を含む全体がジルコニアを主成分とし５〜４０重量％のアルミナを含有するセラミックスからなり、このセラミックスの熱膨張率が９．４×１０−６／℃以上で、表面に存在する気孔の最大径が５μｍ以下であり、且つその表面粗さが０．８ｚ以下であることにより、ニードルおよびコマンドピストンピンによる相手攻撃性の小さく、耐久性良好な燃料噴射ノズルを得ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明の燃料噴射ノズルの断面図である。
【図２】本発明の燃料噴射ノズルの磨耗量測定方法を示す概略図である。
【符号の説明】
１：ノズル本体    ２：筒状先端部    ３：噴孔    ４：ニードル
５：コマンドピストンピン    ６：筒状体上部    ７：筒状体下部
９：燃料溜まり    １０：内周面    １１：外周面    １２：燃料通路
１３：弁座部    １４：表面粗さ計
【図１】
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【図２】
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