JP4375359B2 - 内燃機関のピストン - Google Patents

Description

本発明は、内燃機関のピストンに関する。より詳しくはディーゼルエンジンや直噴式ガソリンエンジンなどの筒内噴射式内燃機関のピストンに関する。

ディーゼルエンジンやガソリンエンジンなどの内燃機関のピストンにおいて、噴射した燃焼が衝突するピストンの頂面に低熱伝導部材を配置して、燃料衝突部からピストン本体への熱伝導を抑制することで、機関始動時などの冷間運転時における未燃焼炭化水素や煤の生成を抑制するようにした内燃機関のピストンが知られている。

例えば、特許文献１には、チタン系合金の焼結材により形成された低熱伝導部材を頂部（燃料衝突部）に設けたアルミニウム合金製のピストンが記載されている。チタン系合金の焼結材は熱伝導率がピストン本体に使用されるアルミニウム合金の約１／１０程度であるので、ピストン燃焼室壁面の温度上昇により燃料の霧化を促進して燃焼状態を改善することができる。

しかし、低熱伝導部材にチタン系合金を用いているので、チタン系合金とアルミニウム合金との熱膨張の違いによりチタン系合金に熱疲労破壊が生じるという問題がある。
特開２０００−１８６６１７号公報

本発明は上記の問題を解決するためになされたもので、熱伝導率が小さくかつ熱膨張特性がピストン母材であるアルミニウム合金に近似している低熱伝導部材を備えた内燃機関のピストンを提供することを課題とする。

本発明者は、Ｍｎの熱伝導率がＦｅの約１／１０であり、かつその線膨張係数がＦｅの約２倍であることに着目して、合金組成の最適化を図ることで好適なピストンの低熱伝導部材を得ることができることを見出し、鋭意研究の結果本発明を完成させた。

本発明の内燃機関のピストンは、アルミニウム合金からなるピストン本体の頂部に低熱伝導部材が配置された内燃機関のピストンであって、低熱伝導部材は、Ｍｎを１０〜６０質量％含有し、残部はＦｅ及び不可避的不純物からなる焼結体であることを特徴とする。

また、本発明の内燃機関のピストンにおいて、低熱伝導部材はさらにＣを含むことができる。そして、このような低熱伝導部材はＭｎを１０〜６０質量％、Ｃを０．３〜２質量％含有し、残部はＦｅ及び不可避的不純物からなる焼結体であることが望ましい。

さらに、本発明の内燃機関のピストンにおける低熱伝導部材は、窒素雰囲気中で焼結した焼結体としてもよい。

本発明の内燃機関のピストンは、ピストンの頂面に熱伝導率の小さいＦｅ−Ｍｎ合金の低熱伝導部材を配置しているので、内燃機関の燃焼室の温度上昇および燃料の気化を効果的に促進させることができる。

また、Ｆｅ−Ｍｎ合金の線膨張係数をピストン母材であるアルミニウム合金の線膨張係数に近接させることができるので、ピストン母材と低熱伝導部材との熱膨張率の違いによる低熱伝導材の熱疲労破壊や脱落の発生を回避することができる。

また、Ｃを加えることで低熱伝導部材の線膨張係数をさらに増大させるとともに、熱伝導率をさらに低減することができる。従って、内燃機関の燃焼室の温度上昇および燃料の気化をさらに促進させることができるとともに、低熱伝導部材のピストン母材への固着を安定的に維持することができる。

また、低熱伝導部材をＦｅ−Ｍｎ合金粉末の焼結体とすることで、さらに一層熱伝率を低下することができる。このような焼結体は窒素雰囲気中で焼結されるので、粉末酸化が少なく粉末間の元素拡散が阻害されないために、焼結体の強度を向上することができる。

本発明の好適な実施の形態について図を参照しながら説明する。

図１は、本実施の形態の一例を示すピストンの断面概略図である。

本発明のピストン１０は、ピストン本体１２とその頂面に配設された低熱伝導部材１４とを備えている。

ピストン本体１２は、例えばＡＣ８Ａなどのアルミニウム合金（以後、ピストン母材ともいう）の鋳物によって形成されており、ピストン本体１２の頂面には図示しないシリンダヘッド及びシリンダとともに燃焼室を区画する凹部１６が形成されている。なお、１８はピストンピンを挿通するピン穴である。

そして、この凹部１６に向けて燃料が噴射されるようになっており、凹部１６の燃料が吹き付けられる部分（燃料衝突部）に低熱伝導部材１４が配設されている。低熱伝導部材１４はアルミニウム合金に比べてはるかに熱伝導率が低いので、効率よく昇温されて燃料の気化を促進することができる。

本実施の形態において、低熱伝導部材１４は、熱伝導率の低いＦｅ−Ｍｎ合金の焼結体によって形成されている。Ｆｅ−Ｍｎ合金の焼結体は、従来用いられているチタン系合金の焼結体よりも熱伝導率が低く、かつ線膨張係数がピストン母材のアルミニウム合金（ＡＣ８Ａ）に極めて近似している。このため、低熱伝導部材１４をピストンの頂面に固定配置しても、機関運転時にアルミニウム合金に接する外周部に引張応力が作用することがなく、良好な固着状態を維持することができる。

図２に本実施の形態の低熱伝導部材（焼結体）の組織写真を示す。この焼結体はＦｅ−Ｍｎ合金粉末に純鉄粉末と黒鉛とを所定の割合で配合し、所定の方法で焼結して得られたものであり、ＡはＦｅ−Ｍｎ合金粉末、Ｂは純鉄粉末、Ｃは空隙（気孔）である。なお、炭素は拡散してほぼ均一に分布している。Ｆｅ−Ｍｎ合金粉末Ａの周囲の純鉄粉末Ｂは、合金粉末ＡのＭｎが拡散してオーステナイト相を生じており、このオーステナイト相が焼結体の熱伝導率の低下と、線膨張係数の増大とに寄与しているものと推察される。

ところで、焼結体の熱伝導率と線膨張係数とはそのＭｎ含有量により変化する。図３に示すように、Ｍｎ含有量の増加に伴って、線膨張係数α（●）は増加し、熱伝導率κ（□）は低下する。図３において、横線Ｌはアルミニウム合金（ＡＣ８Ａ）の線膨張係数（α＝１９．５×１０^−６／Ｋ）であり、Ｍｎ含有量が高いほど焼結体の線膨張係数はピストン母材の線膨張係数に近接することが分かる。

また、焼結体の強度もそのＭｎ含有量により変化し、図４に示すように、Ｍｎ含有量の増加に伴って焼結体の引張強さσ_Ｂは低下する。ピストン母材であるＡＣ８Ａの引張強さは横線Ｍで示す２３０ＭＰａであるので、Ｍｎ含有量が６０質量％を超えると適当ではないことが分かる。

以上のように、焼結体（低熱伝導部材１４）の好適なＭｎ含有量は１０〜６０質量％である。より好ましくは、１５〜４０質量％である。

焼結体にはさらにＣを含有してもよい。Ｆｅ−Ｍｎ合金にＣを含有することで、焼結体の線膨張係数をさらに増大させるとともに、熱伝導率をさらに低下させることができる。

図５にＣの含有量による焼結体の熱伝導率κと線膨張係数αの変化を、また、図６にはＣの含有量による焼結体の引張強さσ_Ｂの変化を示す。図５に示すように、Ｃ含有量の増加に伴い、線膨張係数α（●）は増加し、熱伝導率κ（□）は低下する。

また、図６からＣ含有量の増加に伴い焼結体の引張強さが低下することが分かる。そして、Ｃ含有量が２質量％を超えると焼結体の引張強さはアルミニウム合金の引張強さよりも低くなる。

図５及び図６から、焼結体（低熱伝導部材１４）の好適なＣ含有量は２質量％以下であり、より好ましくは、０．３〜１．５質量％であることが分かる。

以上のような焼結体からなる低熱伝導部材１４は、原料調製工程、成形工程および焼結工程を経て形成することができる。

まず、原料調製工程では、Ｍｎ含有量が１０〜６０質量％でＣ含有量が２質量％以下となるように原料粉末（Ｆｅ−Ｍｎ合金粉末、Ｍｎ粉末、黒鉛、鉄粉）を配合して均一になるまで混合する。各々の原料粉末には特に制約はないが、Ｆｅ−Ｍｎ合金粉末は粒径が
２０〜１５０μｍ程度のガスアトマイズ粉末を、Ｍｎ粉末は粒径が１０〜５０μｍ程度のＭｎ塊を粉砕した粉砕粉末を、また、黒鉛は粒径が３〜５０μｍ程度の黒鉛粉末を、鉄粉は粒径が２０〜１５０μｍ程度の純鉄粉を例示することができる。

次に、成形工程では混合した原料粉末を金型などに充填して所定の形状に加圧成形する。この加圧成形時に、粉末材料を圧縮する荷重を調整することで焼結体の強度や気孔率を所望の範囲にする。本実施の形態では、圧縮荷重は５００〜１０００ＭＰａとすることが望ましい。圧縮荷重が５００ＭＰａ未満では焼結体の十分な強度を得ることができない。また、１０００ＭＰａを超えて大きいと成形型が焼き付くことがあるので好ましくない。より好ましくは６００〜８００ＭＰａである。

続いて、上記のようにして形成された加圧成形体を１１００〜１３００℃で１０〜６０分間焼結することで焼結体（低熱伝導部材１４）を得る。焼結温度が１１００℃未満では強度が不十分となり、一方、１３００℃を超えて高いと粗大な気孔を生じることがあるので適当ではない。より好ましくは、１１５０〜１２５０℃である。

なお、この焼結工程は、窒素分圧が２〜４気圧程度の窒素ガス雰囲気中で実施するとよい。これはＦｅ−Ｍｎ合金粉末は酸化しやすいので、一般的に用いられるＲＸガス雰囲気では酸化が多く、強度が低下することがあるからである。

以下、試験例によって本発明における低熱伝導部材について詳しく説明する。

（試料の作製）
表１に示す原料粉末を用いて発明例と比較例の焼結体を作製した。

まず、Ｍｎを４９．７質量％含み残部が実質的に鉄である粒径が１５０μｍ以下のガスアトマイズ粉末（Ａ）、あるいは、鉄を０．０５質量％含み残部が実質的にＭｎであるＭｎ塊を粉砕した粉末（Ｂ）に黒鉛と鉄粉とを原料粉末として、表２に示す割合で配合した。

次に、所定の割合で配合した粉末をＶ型混粉器で均一に混合して金型へ充填し、プレスで加圧成形して長さ５０ｍｍ×縦１０ｍｍ×横１０ｍｍの板状の成形体を作製した。なお、プレスの加圧力は８００ＭＰａであった。

次いで、得られた成形体を窒素分圧が２２００ｍｍＨｇの窒素雰囲気中で１１５０℃×３０分加熱して焼結し、焼結体Ｎｏ．１〜１１を得た。

また、比較のために、Ｎｉを１１質量％、Ｃｒを１８．７質量％含み残部が実質的に鉄である粒径が１５０μｍ以下のＳＵＳ３０４の水アトマイズ粉末（Ｃ）と、クロール法によって得られたＴｉ粉末とを用いて、それぞれ長さ５０ｍｍ×縦１０ｍｍ×横１０ｍｍの板状の成形体を作製した。なお、プレス圧力は上記と同様に８００ＭＰａであった。次に、得られた成形体を真空雰囲気中で１１５０℃×３０分加熱して焼結し、ステンレス焼結体Ｎｏ．１２とチタン焼結体Ｎｏ．１３とを得た。

（測定方法）
上記のようにして得られた焼結体Ｎｏ．１〜１３のそれぞれから適宜の試験片を切り出して、それぞれの熱伝導率κ（Ｗ／（ｍ・Ｋ））と線膨張係数α（×１０^−６／Ｋ）、および引張強さσ_Ｂ（ＭＰａ）を測定した。

なお、熱伝導率κは、ＪＩＳ Ｒ １６１１（１９９７）に規定するレーザフラッシュ法による熱拡散率・比熱容量・熱伝導率試験方法に準じ、線膨張率αは、試料台の端部と検出棒との間に試料を挿入し、温度変化に伴う試料長さの変化を検出棒の変位として変位計で測定する方法によって求めた。引張強さσ_Ｂは、上記の焼結体試料から粉体粉末冶金協会金属焼結体用試験片として規定する試験片を切り出し、ＪＩＳ Ｚ ８４０１に準じて求めた。

昇温速度υ（℃／分）は、図７に示すようにして求めた。すなわち、上記と同様にして成形した厚さ３ｍｍ×直径３０ｍｍの焼結体円板Ｓを、ピストン母材と同様のＡＣ８Ａからなるホルダ（厚さ１０ｍｍ×直径７５ｍｍ）Ｊの中央に固定し、このホルダＪに矢印のように冷却水Ｗを流通し、円板Ｓの中央をヒータＨで加熱して赤外線放射温度計Ｔで円板Ｓの表面温度変化を測定した。なお、ヒータＨは４５０℃の熱風を連続的に吹き付けるヒータブロワであり、水平面に対してβ＝４０°の角度で設置し、試料円板Ｓの中心からｄ＝８０ｍｍ離して熱風を吹き付けるようにした。

（試験結果）
結果をピストンの母材であるアルミニウム合金（ＡＣ８Ａの鋳造材）の各特性値（試料Ｎｏ．１４）とともに表３に示す。

本発明材である試料Ｎｏ．１〜８の熱伝導率κは、７〜１０．３Ｗ／ｍ・Ｋであり、鉄系材料の中では熱伝導率κが比較的小さい試料Ｎｏ．１２のＳＵＳ３０４（１６Ｗ／ｍ・Ｋ）や、試料Ｎｏ．１３のチタン（１７Ｗ／ｍ・Ｋ）よりも小さいことが分かる。このため、本発明材である焼結体Ｎｏ．１〜８では昇温速度υ（℃／分）が、１３０〜１９０℃／分と、といずれの試料においてもＳＵＳ３０４やチタンの昇温速度（υ＝１００℃／分）よりも早いことが確認された。

また、本発明材である試料Ｎｏ．１〜８の線膨張係数αは１５〜１９×１０^−６／Ｋであり、Ｍｎ含有量が１１質量％と低い試料Ｎｏ．２やＣを含有しない試料Ｎｏ．６では、試料Ｎｏ．１２のＳＵＳ３０４（１６．５×１０^−６／Ｋ）よりも若干小さいものの、試料Ｎｏ．１３のチタン（９×１０^−６／Ｋ）よりも大きく、ピストンの母材であるアルミニウム合金の線膨張係数α＝１９．５×１０^−６／Ｋにより近接していることが分かる。

一方、Ｍｎ含有量が７．５質量％と本発明の規定の範囲に満たない試料Ｎｏ．９の比較例では、ＳＵＳ３０４やチタンに比べて熱伝導率（κ＝２５）が高く、このため昇温速度が低い。すなわち、試料Ｎｏ．９で形成された低熱伝導部材では噴射された燃料を効率よく蒸発できない可能性がある。

また、試料Ｎｏ．１０の比較例は、Ｍｎ含有量が６５質量％と本発明の規定の範囲を超えて多く含有しているので、線膨張係数αと熱伝導率κともに本発明材（Ｎｏ．１〜８）よりも優れた値を示すが、引張強さσ_Ｂが２００ＭＰａでありピストン母材の引張強さ（σ_Ｂ＝２３０ＭＰａ）よりも低い。このため破損とそれに伴う脱落などのおそれがあり適当ではない。

試料Ｎｏ．１１の比較例は、Ｃを本発明の規定の範囲を超えて２．５質量％と多く含有している。これ故、線膨張係数α及び熱伝導率κはともに本発明材と同等の値を示すものの、試料Ｎｏ．１０の比較例よりもさらに引張強さは低い（σ_Ｂ＝１５０ＭＰａ）。従って、破損とそれに伴う脱落などのおそれがあり適当ではない。

以上のようにＭｎとＣの含有量を本発明の規定の範囲に調整することで、熱伝導率が小さく、かつ線膨張係数がピストンの母材であるアルミニウム合金の線膨張係数に近接した低熱伝導部材を得ることができる。

なお、発明材である試料Ｎｏ．１を所定の金型内に配置して４００℃に予熱した後に、７４０℃のアルミニウム合金（ＡＣ８Ａ）溶湯を注湯して鋳ぐるみ、冷却後切断して焼結体とアルミニウム合金（ＡＣ８Ａ）との界面の密着状態を金属顕微鏡で観察した。倍率５０倍で観察したが、焼結体とアルミニウム合金（ＡＣ８Ａ）との間に剥離（空隙）はほとんど認められず密着性に優れていることが確認できた。

以上のように、本発明のピストン頂面に配置される低熱伝導部材は、極めて熱伝率が低く、かつ線膨張係数がピストン母材に近似している。従って、噴射された燃料が衝突するピストン頂部にこのような低熱伝導部材を有する内燃機関のピストンは、特に、ピストンの温度が低い始動時の暖機過程や低負荷運転時において、混合気形成を改善して未燃焼炭化水素や煤の生成を抑制することができ、内燃機関の燃費を向上することができる。

また、このような低熱伝導部材を有する内燃機関のピストンにおいては、ピストン母材と低熱伝導部材との熱膨張割合が近似しているために、熱膨張差に起因する疲労破壊が生じにくい。従って、ピストン本体と低熱伝導部材との固着状態を安定的に維持することができる。

なお、本発明の内燃機関のピストンは上記の実施の形態に限定されるものではなく、本発明の主旨を逸脱しない範囲で変更してもよい。例えば、上記の実施の形態では、原料粉末を鉄粉とＭｎを含む粉末の混合粉末としたが、Ｍｎを含む合金粉末としてもよい。このようにすることで、高圧成形により硬い合金粉末の成形が可能な場合には、材料の均一化という効果を奏することができる。

本発明の内燃機関のピストンは、ピストン母材に近い線膨張係数と低い熱伝導率とを有する低熱伝導体を頂面に有しているので、ディーゼルエンジンや直噴式ガソリンエンジンのピストンとして好適である。

本発明のピストンの主要部概要を示す断面図である。 好適な態様の低熱伝導部材の金属組織を示す顕微鏡写真である。 Ｍｎ含有量による低熱伝導部材（焼結体）の線膨張係数と熱伝導率の変化を示すグラフである。 Ｍｎ含有量による低熱伝導部材（焼結体）の引張強さの変化を示すグラフである。 Ｃ含有量による低熱伝導部材（焼結体）の線膨張係数と熱伝導率の変化を示すグラフである。 Ｃ含有量による低熱伝導部材（焼結体）の引張強さの変化を示すグラフである。 昇温速度の測定方法を示す説明図である。る。

符号の説明

１０：ピストン １２：ピストン本体 １４：低熱伝導部材 １６：凹部
Ａ：Ｆｅ−Ｍｎ合金粒子 Ｂ：オーステナイト相 Ｃ：気孔 Ｈ：ヒータ Ｊ：ホルダ
Ｓ：円板試料 Ｔ：赤外線温度計

Claims (5)

1. アルミニウム合金からなるピストン本体の頂部に低熱伝導部材が配置された内燃機関のピストンにおいて、
   前記低熱伝導部材は、Ｍｎを１０〜６０質量％含有し、残部はＦｅ及び不可避的不純物からなる焼結体であることを特徴とする内燃機関のピストン。
2. 前記低熱伝導部材は、さらにＣを０．３〜２質量％含む請求項１に記載の内燃機関のピストン。
3. 前記低熱伝導部材は、窒素雰囲気中で焼結した焼結体である請求項１又は２に記載の内燃機関のピストン。
4. 前記低熱伝導部材の熱伝導率κは、７〜１０．３Ｗ／ｍ・Ｋである請求項１〜３のいずれかに記載の内燃機関のピストン。
5. 前記低熱伝導部材の線膨張係数αは、１５〜１９×１０ ^−６ ／Ｋである請求項１〜４のいずれかに記載の内燃機関のピストン。

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