JPS5923856A - 複合焼結バルブシ−ト - Google Patents
複合焼結バルブシ−トInfo
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- JPS5923856A JPS5923856A JP13155582A JP13155582A JPS5923856A JP S5923856 A JPS5923856 A JP S5923856A JP 13155582 A JP13155582 A JP 13155582A JP 13155582 A JP13155582 A JP 13155582A JP S5923856 A JPS5923856 A JP S5923856A
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- sintered alloy
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Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
本発明は内燃機関用の・灼しブシートに関するものであ
り、特に異なる二種の焼結合金の複合よりなるバルブシ
ートに関するものである。
り、特に異なる二種の焼結合金の複合よりなるバルブシ
ートに関するものである。
内燃機関用のバルブシートとしては、無鉛ガソリンが使
用されるのに伴ってよシ耐摩耗性に優れることの要望か
ら焼結合金製・Z)レブシートが広く使用されるように
なったものであるが、焼結合金製バルブシートの耐摩耗
性に寄与する焼結空孔の存在はそのままバルブシートの
強度の問題とさiする。
用されるのに伴ってよシ耐摩耗性に優れることの要望か
ら焼結合金製・Z)レブシートが広く使用されるように
なったものであるが、焼結合金製バルブシートの耐摩耗
性に寄与する焼結空孔の存在はそのままバルブシートの
強度の問題とさiする。
従来のバルブシートはアルミニウム合金製シリンダヘッ
ドに組付けられる場合、焼きばめ冷しばめ、又は圧入さ
れてもノz−= 7レプシート肉厚妙:適当であればシ
リンダヘッドからの脱落が心配さgることばなかったが
、エンジン出力向上のために71ノンダヘツドの、6ル
ブ開口面積が大きくとら才t1その方法としてバルブシ
ート肉厚を薄くする必要力;生じているが、その場合に
ノクルブシートの脱落や変形等の問題が生じる。又主と
してディーセ゛ル機関の如く鋳鉄製シリンダヘッドを使
用する機関ではバルブシートと鋳鉄製シリンダヘッドと
の熱膨張率の差異によってバルブシートの脱落が問題と
される場合がある。これら薄肉化されたノ9ルプシ一ト
や鋳鉄製シリンダヘッドに組込まれる・ぐルプシートに
はバルブシート自体の強度・剛性が、特に高温条件が要
求される。
ドに組付けられる場合、焼きばめ冷しばめ、又は圧入さ
れてもノz−= 7レプシート肉厚妙:適当であればシ
リンダヘッドからの脱落が心配さgることばなかったが
、エンジン出力向上のために71ノンダヘツドの、6ル
ブ開口面積が大きくとら才t1その方法としてバルブシ
ート肉厚を薄くする必要力;生じているが、その場合に
ノクルブシートの脱落や変形等の問題が生じる。又主と
してディーセ゛ル機関の如く鋳鉄製シリンダヘッドを使
用する機関ではバルブシートと鋳鉄製シリンダヘッドと
の熱膨張率の差異によってバルブシートの脱落が問題と
される場合がある。これら薄肉化されたノ9ルプシ一ト
や鋳鉄製シリンダヘッドに組込まれる・ぐルプシートに
はバルブシート自体の強度・剛性が、特に高温条件が要
求される。
一方焼結合金製パルプシートでは耐熱性、面j摩耗性を
満たすため高価な元素を多量に含むため第1図に示す如
くバルブ4との当り面を形成する第1部利1とシリンダ
ヘッド3側を形成する第2部材2との二層の複合焼結バ
ルブシートとし、これによって経済性、被剛性、熱伝導
性などの複合化による効果を向上させている。近年この
複合焼結バルブシートのシリンダヘッド側の第ス部材の
密度を鍛造手段によって向上させ、・くルブシート自体
の強度を向上させる試みが行なわれている。
満たすため高価な元素を多量に含むため第1図に示す如
くバルブ4との当り面を形成する第1部利1とシリンダ
ヘッド3側を形成する第2部材2との二層の複合焼結バ
ルブシートとし、これによって経済性、被剛性、熱伝導
性などの複合化による効果を向上させている。近年この
複合焼結バルブシートのシリンダヘッド側の第ス部材の
密度を鍛造手段によって向上させ、・くルブシート自体
の強度を向上させる試みが行なわれている。
又特に排気(11+のバルブシートは排気ガスによって
著しく高温となり易く高温腐食摩耗が進行し易いため熱
伝導率を向上し、・j)レプシートの蓄熱をできるだけ
下げる必要があるため焼結合金に銅合金を溶浸させて使
用に供せられるものがある。
著しく高温となり易く高温腐食摩耗が進行し易いため熱
伝導率を向上し、・j)レプシートの蓄熱をできるだけ
下げる必要があるため焼結合金に銅合金を溶浸させて使
用に供せられるものがある。
バルブシートとしての前記した強度、剛性、耐摩耗性、
面4摩耗性と係る熱伝導率、さらに複合・ぐルズシート
とする条件を満たすことが本発明の目的であり、本発明
の複合焼結・Z)レブシートは下記Sつの構成よりなる
。
面4摩耗性と係る熱伝導率、さらに複合・ぐルズシート
とする条件を満たすことが本発明の目的であり、本発明
の複合焼結・Z)レブシートは下記Sつの構成よりなる
。
(1) バルブ当り面側の第1部材を形成する第1焼
結合金が、2S0メツシユ以下の硬質粒子を容積チにて
g−/4係含む。
結合金が、2S0メツシユ以下の硬質粒子を容積チにて
g−/4係含む。
(至)第1焼結合金の基地が7トマイズ鉄粉により形成
される空孔量が容積チにて乙〜73チの鉄系焼結合金で
ある。
される空孔量が容積チにて乙〜73チの鉄系焼結合金で
ある。
(3) シリンダヘッド側の第2部材−を形成する第
ユ焼結合金が重量係にて00.に〜/、グ係、pO,/
〜0.’@%残実質的にFiよりなる鉄系焼結合金であ
る。
ユ焼結合金が重量係にて00.に〜/、グ係、pO,/
〜0.’@%残実質的にFiよりなる鉄系焼結合金であ
る。
C)第ユ焼結合金がアトマイズ粉末によって形成される
、空孔量が容積係にて4〜ノ、!チの鉄系焼結合金であ
る。
、空孔量が容積係にて4〜ノ、!チの鉄系焼結合金であ
る。
(5) 第1焼結台金及び第ス焼結合金の双方には調
合−金が溶浸される。
合−金が溶浸される。
かかる本発明の複合焼結バルブシートの最も特徴とされ
るところは焼結合金において不可避的に存在する独立空
孔と連続空孔のバランスを改善し、かつ溶浸処理効果と
併せた相乗効果により、複合焼結合金バルブシー1−と
しての効果を最大に生かしたものである。即ち焼・結合
金バルブシートのベース鉄粉としては、通常は還元鉄粉
と−アトマイズ粉末の二種が主として用いられ相対的に
高密度の焼結合金を得るには粒径が微細でかつ球状に近
似したアトマイズ粉末が用いられる。ところが前記した
如く耐摩耗性に必要な合金粒子を多く必要とするバルブ
シート用焼結合金にあってはこれう合金粒子はその単独
粉末で配合され、さらに極めて微細な炭素粉末やコバル
ト粉末を配合されることもあり使用粉末による差異によ
って焼結合金の密度及びその空孔分布がそれぞれ異なる
ものであり、連続空孔量と独立空孔量にも差異が生じる
。
るところは焼結合金において不可避的に存在する独立空
孔と連続空孔のバランスを改善し、かつ溶浸処理効果と
併せた相乗効果により、複合焼結合金バルブシー1−と
しての効果を最大に生かしたものである。即ち焼・結合
金バルブシートのベース鉄粉としては、通常は還元鉄粉
と−アトマイズ粉末の二種が主として用いられ相対的に
高密度の焼結合金を得るには粒径が微細でかつ球状に近
似したアトマイズ粉末が用いられる。ところが前記した
如く耐摩耗性に必要な合金粒子を多く必要とするバルブ
シート用焼結合金にあってはこれう合金粒子はその単独
粉末で配合され、さらに極めて微細な炭素粉末やコバル
ト粉末を配合されることもあり使用粉末による差異によ
って焼結合金の密度及びその空孔分布がそれぞれ異なる
ものであり、連続空孔量と独立空孔量にも差異が生じる
。
さらに銅合金を溶浸さぜた焼結合金て(A、この連続空
孔中に銅合金が溶浸されることによって焼結合金の強度
の向上と熱伝導率の向上が達成される7方で、高温条件
のバルブシートでは銅合金と焼結合金の熱膨張率の差異
によって内部応力が生じ、加熱冷却が繰り返される中で
焼結合金の強度低下が進行するものである。
孔中に銅合金が溶浸されることによって焼結合金の強度
の向上と熱伝導率の向上が達成される7方で、高温条件
のバルブシートでは銅合金と焼結合金の熱膨張率の差異
によって内部応力が生じ、加熱冷却が繰り返される中で
焼結合金の強度低下が進行するものである。
逆に独立空孔量が多大であると銅合金の溶浸がこの独立
空孔に達しないため焼結合金の強度及び熱伝導率が低下
する。
空孔に達しないため焼結合金の強度及び熱伝導率が低下
する。
又複合焼結バルブシートにおっては第1焼結合金と第ス
焼結合金との強度、熱膨張率ができるだけ近似しバルブ
シートとしての均質性が要求されるものであるが、その
ためには使用される原料粉末及び製造条件が適切でなけ
ればならない。
焼結合金との強度、熱膨張率ができるだけ近似しバルブ
シートとしての均質性が要求されるものであるが、その
ためには使用される原料粉末及び製造条件が適切でなけ
ればならない。
本発明にあってはこれらの複合ノZ )レプシートの条
件を満たすために、まず耐摩耗性の要求される第1焼結
合金が250メツシユ以下の硬質粒子を容積係でg〜/
l1%含み、基地がアトマイズ鉄粉により形成される空
孔量が6〜/3容積係であり、さらに好ましくは独立空
孔量がo、p〜/、2多容積係存在する鉄系焼結合金で
あることが必要とされる。
件を満たすために、まず耐摩耗性の要求される第1焼結
合金が250メツシユ以下の硬質粒子を容積係でg〜/
l1%含み、基地がアトマイズ鉄粉により形成される空
孔量が6〜/3容積係であり、さらに好ましくは独立空
孔量がo、p〜/、2多容積係存在する鉄系焼結合金で
あることが必要とされる。
かかる第1焼結合金は後述する第λ焼結合金と密接な関
係を持っているが、まずその最も特徴とされるところは
空孔量が4〜/3容積係にされることである。理由とし
て空孔量が73容積係超であると焼結合金自体の強度が
低く、かつ銅合金溶浸されて用いられる際の高温強度の
低下が避けられないため/3容積チ以下であることが必
要であり、乙容量係未満では逆に溶浸される銅合金量が
過少となって熱伝導率が低下し第1焼結合金の高温耐摩
耗性が低下するものであり、空孔量はろ〜/3容積係が
必要である。
係を持っているが、まずその最も特徴とされるところは
空孔量が4〜/3容積係にされることである。理由とし
て空孔量が73容積係超であると焼結合金自体の強度が
低く、かつ銅合金溶浸されて用いられる際の高温強度の
低下が避けられないため/3容積チ以下であることが必
要であり、乙容量係未満では逆に溶浸される銅合金量が
過少となって熱伝導率が低下し第1焼結合金の高温耐摩
耗性が低下するものであり、空孔量はろ〜/3容積係が
必要である。
これに対して銅合金が溶浸されない独立空孔はQ、 ’
l〜/、2容積係であ容積色が望まれる。理由は独立空
孔には銅溶浸されないことによって銅溶浸による熱伝導
率、強度の向上を阻害されるもので7.2係以下である
ことが必要であるが、逆に独立空孔を全体空孔量に対し
て過少にしようとするには焼結空孔量自体を多くするこ
とが避けられず、又銅合金溶浸層と焼結合金との熱膨張
率差の調整機能を有する独立空孔の効果が失なわれ焼結
合金の高温強度が低下するから、独立空孔量は0.4’
1以上存在することが好ましい。
l〜/、2容積係であ容積色が望まれる。理由は独立空
孔には銅溶浸されないことによって銅溶浸による熱伝導
率、強度の向上を阻害されるもので7.2係以下である
ことが必要であるが、逆に独立空孔を全体空孔量に対し
て過少にしようとするには焼結空孔量自体を多くするこ
とが避けられず、又銅合金溶浸層と焼結合金との熱膨張
率差の調整機能を有する独立空孔の効果が失なわれ焼結
合金の高温強度が低下するから、独立空孔量は0.4’
1以上存在することが好ましい。
このような焼結空孔を有する焼結合金を得るには、焼結
合金が250メツシユ以下の硬質粒子を体[q6にてg
〜/ll−%有し、かつ基地を形成する鉄系合金の粉末
がアトマイズ粉末であることが必要である。
合金が250メツシユ以下の硬質粒子を体[q6にてg
〜/ll−%有し、かつ基地を形成する鉄系合金の粉末
がアトマイズ粉末であることが必要である。
前記した如くアトマイズ粉末は微細かつ球状に近似する
ため圧縮成形性に優れ高密度でありかつ連続空孔量比を
調整する為に必要なものであり、耐摩耗性に寄与する硬
質粒子を230メツシユ以下の微粉末として用い、かつ
その体積チをg〜/ll容積係として鉄系合金アトマイ
ズ粉末に配合することによって前記した独立空孔と全体
空孔のバランスが達成される。
ため圧縮成形性に優れ高密度でありかつ連続空孔量比を
調整する為に必要なものであり、耐摩耗性に寄与する硬
質粒子を230メツシユ以下の微粉末として用い、かつ
その体積チをg〜/ll容積係として鉄系合金アトマイ
ズ粉末に配合することによって前記した独立空孔と全体
空孔のバランスが達成される。
即ち硬質粒子は第1焼結合金のバルブ当り面にあって直
接的にパルプとの摺動面を形成するために所要の容積係
が存在する必要があり、耐摩耗性が充分であるためには
g容積チ以上を必要とされる。しかし、かかる硬質粒子
量が過多であると焼結合金の強度が低下する上に、さら
にアトマイズ粉末と硬質粒子の配合で硬質粒子fJ1が
過多であると焼結空孔量が過多となるものであり、これ
らの条件によって硬質粒子量はg〜/41.容積係であ
ることが必要である。
接的にパルプとの摺動面を形成するために所要の容積係
が存在する必要があり、耐摩耗性が充分であるためには
g容積チ以上を必要とされる。しかし、かかる硬質粒子
量が過多であると焼結合金の強度が低下する上に、さら
にアトマイズ粉末と硬質粒子の配合で硬質粒子fJ1が
過多であると焼結空孔量が過多となるものであり、これ
らの条件によって硬質粒子量はg〜/41.容積係であ
ることが必要である。
さらにこの硬質粒子の粒径は2汐0メソシユ以下の微細
粉であることが必要であり、230メツシュ以上の相対
的に大きな粒子を用いた場合には前記した如き全体空孔
量比の増大化が進み、かつ配合された粉末の流動性が低
下することて圧粉成形性が低下し焼結合金密度が低下す
る。
粉であることが必要であり、230メツシュ以上の相対
的に大きな粒子を用いた場合には前記した如き全体空孔
量比の増大化が進み、かつ配合された粉末の流動性が低
下することて圧粉成形性が低下し焼結合金密度が低下す
る。
かかる第1焼結合金がその成分として下記の焼結合金で
あることが好ましい。
あることが好ましい。
(成分型−M′%)C0,3〜/、7、NiO,3〜ノ
、51Cr 3..0〜g、0、Moo、/〜0.9、
W/、0〜33g1Coグ、s−g、汐、残部実質的に
fi”nよりなり、焼結空孔にCu q、S〜/llチ
を含む。
、51Cr 3..0〜g、0、Moo、/〜0.9、
W/、0〜33g1Coグ、s−g、汐、残部実質的に
fi”nよりなり、焼結空孔にCu q、S〜/llチ
を含む。
この第1焼結合金は例えば特公昭汐/−/30フ3号の
バルブシート合金に比較し硬質粒子を形成するOr 、
Co、 W tが押さえられ、さらに硬質粒子がより
微細にされたことによって表面の強度と耐摩耗性が向上
されることに特徴を有する。
バルブシート合金に比較し硬質粒子を形成するOr 、
Co、 W tが押さえられ、さらに硬質粒子がより
微細にされたことによって表面の強度と耐摩耗性が向上
されることに特徴を有する。
各添加元素について説明するとCは基地調整に不可欠で
あって/、7%超ではセメンタイト量が過大となって被
削性、強度が低下し、0.3%未満であると基地のフェ
ライト量が過大となり基地硬度の低下による耐摩耗性劣
化が起るため0.S〜7.7係、より好ましくは7.0
〜/、5係の範囲で選ばれる。Niについては基地に固
溶し耐熱性の向−ヒに寄与するが、0.3%未満では耐
熱性の効果が得られず1.2.5%超でレマ、焼入れ性
が劣化することによる硬質の均一性を失い耐摩耗性の劣
化が生じるため0.5−.2.5%さらに好ましくば0
.g−2,3係の範囲で選択される。cr・、W、Co
についテハC−Cr−W−Co−凡による硬質粒子とし
て添加され耐摩耗性に富力する他、基地中に固溶し耐熱
性と強度の向上に寄与するものであるが、これらCr、
W、Coの限定値については前記した硬質粒子量の限定
範囲及び後記するC −Cr −W −Co −Fa粒
子成分によって決定される他、crvこついては3.0
係未満であると耐熱性の効果が失なわれ、Wについては
7.0係未満では高温強度の低下が生じCoについてば
q、5%未満であると高温強度及びC−Cr −W−C
o−Fnの硬質粒子と基地との結合強度が低下するもの
で、Cr 3.0〜g、0 %、W/、θ〜3. g
%、Co ll−,3〜g−3%、より好ましくばCr
3.5〜J係、W/、3〜3.3係、Co5.0〜g、
。
あって/、7%超ではセメンタイト量が過大となって被
削性、強度が低下し、0.3%未満であると基地のフェ
ライト量が過大となり基地硬度の低下による耐摩耗性劣
化が起るため0.S〜7.7係、より好ましくは7.0
〜/、5係の範囲で選ばれる。Niについては基地に固
溶し耐熱性の向−ヒに寄与するが、0.3%未満では耐
熱性の効果が得られず1.2.5%超でレマ、焼入れ性
が劣化することによる硬質の均一性を失い耐摩耗性の劣
化が生じるため0.5−.2.5%さらに好ましくば0
.g−2,3係の範囲で選択される。cr・、W、Co
についテハC−Cr−W−Co−凡による硬質粒子とし
て添加され耐摩耗性に富力する他、基地中に固溶し耐熱
性と強度の向上に寄与するものであるが、これらCr、
W、Coの限定値については前記した硬質粒子量の限定
範囲及び後記するC −Cr −W −Co −Fa粒
子成分によって決定される他、crvこついては3.0
係未満であると耐熱性の効果が失なわれ、Wについては
7.0係未満では高温強度の低下が生じCoについてば
q、5%未満であると高温強度及びC−Cr −W−C
o−Fnの硬質粒子と基地との結合強度が低下するもの
で、Cr 3.0〜g、0 %、W/、θ〜3. g
%、Co ll−,3〜g−3%、より好ましくばCr
3.5〜J係、W/、3〜3.3係、Co5.0〜g、
。
係で選択され硬質粒子量°を調整される。
さらにMOはFp、 Moとして添加されることによ
り耐摩耗性に富力する硬質粒子を形成するものであるが
、0.9%超では面、1摩耗性効果に幻して経済性及び
粉末圧粉成形性が劣化し、又0./%未満であると硬質
粒子量が過少となる他高温強度も低下するため0.7〜
0.9%、より好ましく11.0.3〜0.7の範囲で
選択される。かかる成分の第1焼結合金は、より具体的
には飛粉、C粉、Co粉、N1粉、Fa、 MO粉、
C−Cr −Go −W −Fa台金粉末を混合して焼
結することによって達成されるものであるが、ここで硬
質粒子を形成する C −Cr −Co −W−1”n粉末については好ま
しくはC,:)、0〜3.0%、Co ’7.0− /
、!r%、w/3−23係、Cr33〜?(7%、Fn
/、0〜g、0%の範囲で選択される合金粉末であるこ
とが好ましい。かかる合金粉末は通常スプライトと称さ
れる合金に対してCr[jが多大であり、Co邦が低減
されることによって合金粒子自体の硬度を高くしうるも
のであり、Coが硬質粒子周囲に存在するため硬質粒子
と基地との結合強度を高くされるものである。
り耐摩耗性に富力する硬質粒子を形成するものであるが
、0.9%超では面、1摩耗性効果に幻して経済性及び
粉末圧粉成形性が劣化し、又0./%未満であると硬質
粒子量が過少となる他高温強度も低下するため0.7〜
0.9%、より好ましく11.0.3〜0.7の範囲で
選択される。かかる成分の第1焼結合金は、より具体的
には飛粉、C粉、Co粉、N1粉、Fa、 MO粉、
C−Cr −Go −W −Fa台金粉末を混合して焼
結することによって達成されるものであるが、ここで硬
質粒子を形成する C −Cr −Co −W−1”n粉末については好ま
しくはC,:)、0〜3.0%、Co ’7.0− /
、!r%、w/3−23係、Cr33〜?(7%、Fn
/、0〜g、0%の範囲で選択される合金粉末であるこ
とが好ましい。かかる合金粉末は通常スプライトと称さ
れる合金に対してCr[jが多大であり、Co邦が低減
されることによって合金粒子自体の硬度を高くしうるも
のであり、Coが硬質粒子周囲に存在するため硬質粒子
と基地との結合強度を高くされるものである。
以下本発明の第1焼結合金につき説明したが、本発明に
あっては以上記した第1焼結合金と複合されるに最適な
第7焼結舎金との複合焼結?ぐルプン−1・とすること
により著しく優れた効果を発揮するものである。
あっては以上記した第1焼結合金と複合されるに最適な
第7焼結舎金との複合焼結?ぐルプン−1・とすること
により著しく優れた効果を発揮するものである。
第2焼結台金は、重′M′%シこてCo、に〜/、り係
、Po、/〜0.’1%、残火質的に/”1!よりなる
成分てあり、アトマイズ粉によって形成される空往けが
ろ〜/2容積係であり、さしに望ましくは空孔のうちの
独立空孔111が05〜.2.S容積類であるvく系焼
結合金であることが必要である。
、Po、/〜0.’1%、残火質的に/”1!よりなる
成分てあり、アトマイズ粉によって形成される空往けが
ろ〜/2容積係であり、さしに望ましくは空孔のうちの
独立空孔111が05〜.2.S容積類であるvく系焼
結合金であることが必要である。
まず焼結空孔量については焼結0金の強度に及ぼす影響
の他Mfflによる効果についても前記した如くである
が、第Ω焼斜2・合金にDI、第7焼結舎金に比較しく
、(j摩耗性を必要とされないために低合金の焼結合金
を用いられることが複合化Vこ際しての経済的効果及び
被削性、生産性の効果を高める1て絶対的な吸件である
。さらにかかる第λ93’?;結台金と第1焼結合金を
複合化する場合にG上、粉末用粉体の状態で予め二層に
形成され、同一条件の温度、雰囲気、時間にて焼結さJ
−Lるものてあつ゛C第λ焼結合金と第1焼結台金にに
1.Iま外1゛近似した焼結収縮が要求され、実用に際
して(,1、パルゾゾ−1・全体としての内部歪を防ぐ
べくしiぼ近似した一す(膨張率が必要とされるもので
あり、さしにkl、第1焼結台金にて不足され易い熱伝
導1′を相スー4的に向−1−することが必要と斤る。
の他Mfflによる効果についても前記した如くである
が、第Ω焼斜2・合金にDI、第7焼結舎金に比較しく
、(j摩耗性を必要とされないために低合金の焼結合金
を用いられることが複合化Vこ際しての経済的効果及び
被削性、生産性の効果を高める1て絶対的な吸件である
。さらにかかる第λ93’?;結台金と第1焼結合金を
複合化する場合にG上、粉末用粉体の状態で予め二層に
形成され、同一条件の温度、雰囲気、時間にて焼結さJ
−Lるものてあつ゛C第λ焼結合金と第1焼結台金にに
1.Iま外1゛近似した焼結収縮が要求され、実用に際
して(,1、パルゾゾ−1・全体としての内部歪を防ぐ
べくしiぼ近似した一す(膨張率が必要とされるもので
あり、さしにkl、第1焼結台金にて不足され易い熱伝
導1′を相スー4的に向−1−することが必要と斤る。
かかる条件7CIJ(、て本発明にあって(,1第1焼
結舎金の全体空孔η1を4〜ノ、2%とごI]ろ3、空
孔:こが/、26積%な超えたJ混合に(よ焼X1(1
合金自身の強度が低下するのみならず、特に低合金であ
る第ス焼結合金にあっては溶浸される銅合金との熱膨張
率差が焼結合金に及ぼす高温強度低下を受は易いだめに
全体空孔量は7.2容積係以下であり、さらに好ましく
は第1焼結合金に対してθ、s〜3係の範囲で低くされ
ることが好ましい。逆に焼結空孔量が乙容量係未満の場
合に溶浸される空孔量が過少となり、熱伝導率の向上効
果が得られないものであって、焼結空孔は乙〜7.2容
積係の範囲で選択される必要がある。又上記した如く第
1焼結合金空孔量より3容量係超第氾焼結合金空孔量が
低くなると銅溶浸されたことによる熱膨張率差が双方の
焼結合金間で過大となり好ましくない。逆に第1焼結合
金に比し0.3%未満で、第λ焼結合金空孔量が低い場
合に第コ焼結合金自体が拐料として第1焼結合金より強
度的に劣るため、同一の焼結空孔量か、又は第コ焼結合
金空孔量が相対的に多いと第λ焼結合金の第1焼結台金
に対しての強度が劣ることとなるために第2焼結合金と
第1焼結合金間には0.3〜3容積係の範囲で焼結空孔
量差を有していることが好ましい。
結舎金の全体空孔η1を4〜ノ、2%とごI]ろ3、空
孔:こが/、26積%な超えたJ混合に(よ焼X1(1
合金自身の強度が低下するのみならず、特に低合金であ
る第ス焼結合金にあっては溶浸される銅合金との熱膨張
率差が焼結合金に及ぼす高温強度低下を受は易いだめに
全体空孔量は7.2容積係以下であり、さらに好ましく
は第1焼結合金に対してθ、s〜3係の範囲で低くされ
ることが好ましい。逆に焼結空孔量が乙容量係未満の場
合に溶浸される空孔量が過少となり、熱伝導率の向上効
果が得られないものであって、焼結空孔は乙〜7.2容
積係の範囲で選択される必要がある。又上記した如く第
1焼結合金空孔量より3容量係超第氾焼結合金空孔量が
低くなると銅溶浸されたことによる熱膨張率差が双方の
焼結合金間で過大となり好ましくない。逆に第1焼結合
金に比し0.3%未満で、第λ焼結合金空孔量が低い場
合に第コ焼結合金自体が拐料として第1焼結合金より強
度的に劣るため、同一の焼結空孔量か、又は第コ焼結合
金空孔量が相対的に多いと第λ焼結合金の第1焼結台金
に対しての強度が劣ることとなるために第2焼結合金と
第1焼結合金間には0.3〜3容積係の範囲で焼結空孔
量差を有していることが好ましい。
さらに第ス焼結合金の独立空孔]1全体容積の25係以
下であることが必要である。これは第コ焼結合金には後
述する如く前記した焼結空孔量の範囲を達成するために
添加するPの影響によって均一に分散して局所的な焼結
収縮があり独立空孔]が増加する傾向にあるのに対して
、独立空孔量が2汐容積%を超えると独立空孔に銅醇浸
がされないことによって、熱伝導率と強度の低下が著し
るしくなるために2.5%以下とすることが必要である
。逆に独立空孔量が0.5%未満としようとするために
は焼結空孔量自体を大きくせざるを得ないばかりか、焼
結合金自体の強度が相対的に劣る第2焼結合金の銅溶浸
層との熱膨張率の差異に基く高温強度の劣化に対して調
整機能を有する独立空孔量が過少となり高温強度の低下
を生じるため独立空孔量は好ましくは第コ焼結合金容積
の0.3〜,2.5容積係の範囲で選択さALる。
下であることが必要である。これは第コ焼結合金には後
述する如く前記した焼結空孔量の範囲を達成するために
添加するPの影響によって均一に分散して局所的な焼結
収縮があり独立空孔]が増加する傾向にあるのに対して
、独立空孔量が2汐容積%を超えると独立空孔に銅醇浸
がされないことによって、熱伝導率と強度の低下が著し
るしくなるために2.5%以下とすることが必要である
。逆に独立空孔量が0.5%未満としようとするために
は焼結空孔量自体を大きくせざるを得ないばかりか、焼
結合金自体の強度が相対的に劣る第2焼結合金の銅溶浸
層との熱膨張率の差異に基く高温強度の劣化に対して調
整機能を有する独立空孔量が過少となり高温強度の低下
を生じるため独立空孔量は好ましくは第コ焼結合金容積
の0.3〜,2.5容積係の範囲で選択さALる。
かかる全体空孔と独立空孔を有する焼結台金を得るため
には、第λ焼結合金が重届係にて00.5〜/、q係、
PQ、/〜o、 l1%、残火質的にhよシなる焼結合
金であり、かつアトマイズ粉末によって形成されること
が必要である。
には、第λ焼結合金が重届係にて00.5〜/、q係、
PQ、/〜o、 l1%、残火質的にhよシなる焼結合
金であり、かつアトマイズ粉末によって形成されること
が必要である。
アトマイズ粉末を用いる理由としては一般的に知られて
いる如く圧縮成形性に優れ相対的に高密度の圧粉体が形
成されうるため焼結空孔量を低減されうるためである。
いる如く圧縮成形性に優れ相対的に高密度の圧粉体が形
成されうるため焼結空孔量を低減されうるためである。
さらに本発明にあっては熱伝導率、強度、剛性を向上す
るため銅溶浸が不可欠であり、銅溶浸により銅の空孔と
の溶浸と共に一部基地焼結合金へ拡散することによって
強度の向上が達成されることに特徴を有する。
るため銅溶浸が不可欠であり、銅溶浸により銅の空孔と
の溶浸と共に一部基地焼結合金へ拡散することによって
強度の向上が達成されることに特徴を有する。
即ち銅は運営焼結膨張を発生させる元素であって第2焼
結合金の如く低合金の鉄系焼結合金に対してその影響を
強く有するものであるが、本発明にあってはかかる銅溶
浸に対してPを0. /〜o、 ll係含む鉄系台金粉
末を用いることによって対処するものである。Pは焼結
収縮に効果を有し、銅の焼結膨張効果に対して相殺する
ものであり、さらに焼結合金自体の空孔量低減に効果が
あるものであり、PO,/係未満ではその効果がなく、
逆にPo、4%を超えた場合にPg −P −cのステ
ダイト晶出による被削性及び強靭低下があり、焼結収縮
が進行しすぎることで独立空孔量が過多となって溶浸量
が低下し、Pは0. /〜0.グ重量%より好ましくは
0./〜0.3係の範囲で選択される必要がある。
結合金の如く低合金の鉄系焼結合金に対してその影響を
強く有するものであるが、本発明にあってはかかる銅溶
浸に対してPを0. /〜o、 ll係含む鉄系台金粉
末を用いることによって対処するものである。Pは焼結
収縮に効果を有し、銅の焼結膨張効果に対して相殺する
ものであり、さらに焼結合金自体の空孔量低減に効果が
あるものであり、PO,/係未満ではその効果がなく、
逆にPo、4%を超えた場合にPg −P −cのステ
ダイト晶出による被削性及び強靭低下があり、焼結収縮
が進行しすぎることで独立空孔量が過多となって溶浸量
が低下し、Pは0. /〜0.グ重量%より好ましくは
0./〜0.3係の範囲で選択される必要がある。
又Cは第コ焼結合金の基地調整のため不可欠であ□
f)、0.3%未満ではフェライ!・量が多く低硬度と
な9強度が低下するもので、/、4%超てはセメンタイ
ト量が過多となり基地が脆化するばかりでなく被、剛性
も劣化するためC0,3〜/、l1%の範囲好ましくは
、0.q〜/、クチで選択される必要がある。
な9強度が低下するもので、/、4%超てはセメンタイ
ト量が過多となり基地が脆化するばかりでなく被、剛性
も劣化するためC0,3〜/、l1%の範囲好ましくは
、0.q〜/、クチで選択される必要がある。
以下本発明の複合焼結バルブシートの実施例につき説明
する。
する。
まず本発明の第ス焼結合金の原料粉末としてPO33%
含むアトマイズ鉄粉77%と−3,25メツシユC粉末
/係と残アトマイズ鉄粉を配合混合し、これを粉末成形
金型に充填後、下記第1焼結合金の原料粉末を配合混合
し第1焼結台金粉上に充填する。
含むアトマイズ鉄粉77%と−3,25メツシユC粉末
/係と残アトマイズ鉄粉を配合混合し、これを粉末成形
金型に充填後、下記第1焼結合金の原料粉末を配合混合
し第1焼結台金粉上に充填する。
C粉末(−3,2!rメツシユ) /、2係
CO粉末(sμ以下ラう 乙、0%N1
粉末(−32にメツシュ) 、2.0%p
g −Mo粉末C−、;l!;OJソ’/ユ)
/、0%C,2,&−Co/ 0−W/9−Cr乙、
33−Fb3合金粉末(−2汐0メツンユ)ii、s%
残アトマイズ鉄粉 上記二層の粉末を成形圧カムt /eで圧粉成形し還元
性雰囲気中にて//10℃乙Om i n焼結しこれに
溶浸用銅合金を載置し//30℃A Omin溶浸処理
を行った。さらにgg0℃で30分保持後油冷焼入・焼
戻し下記物性値測定用テストピース及び後記試験用のテ
ストピース(外径φ3/、内径φ23.高さ7 ynm
)を作成した。
CO粉末(sμ以下ラう 乙、0%N1
粉末(−32にメツシュ) 、2.0%p
g −Mo粉末C−、;l!;OJソ’/ユ)
/、0%C,2,&−Co/ 0−W/9−Cr乙、
33−Fb3合金粉末(−2汐0メツンユ)ii、s%
残アトマイズ鉄粉 上記二層の粉末を成形圧カムt /eで圧粉成形し還元
性雰囲気中にて//10℃乙Om i n焼結しこれに
溶浸用銅合金を載置し//30℃A Omin溶浸処理
を行った。さらにgg0℃で30分保持後油冷焼入・焼
戻し下記物性値測定用テストピース及び後記試験用のテ
ストピース(外径φ3/、内径φ23.高さ7 ynm
)を作成した。
このバルブシートの物性値を測定したところ、/6第1
焼結合金 (成分重量%)C1,20係、Ni/、73係、Cr7
.30%、Mo Q、45%、W2.19%、Cos、
13%、Cu/、2.5/% 残微少不純物を含むh (硬 度)HRC33,0 (空孔率)//、g係(溶浸前) (独立空孔率)0.、!;/% ユ第2焼結合金 (成分重量%)C1,1%・ Pθ・20%・Cu//
、、2襲残微少不純物を含むh(硬 度)HRC,2I
7! (空孔率)9.9係(溶浸前) (独立空孔率)/、6係 3、複合材料としての物性 (弾性率ン/ g 、り00に9/rnA(熱膨張率)
(R丁→/IOθ℃) /、303x/(T”/ ℃ (熱伝導率)C’100℃) 10、 qx / 0−2Cct/an −5cc ・
℃(引張強さ)93・グに9/− ここで前記したと同−争件の粉末及び製造工程を経て得
られる第ス焼結台金と第1焼結合金のそれぞれ単独での
物性値を測定したところ、q、第1焼結合金 (弾性率) / 9 ’l 00K”!/mA(熱膨
張率)(RT−+11.00℃)/、2ググ×10−5
/℃(熱伝導率)C’100℃) / 0.11.x
/ 0−2CaA/crn・sec・℃(引張強さ)9
乙0gKり/− 汐、第一焼結合金 (弾性率)1g000にり/− (熱膨張率)CRT−+’100C)、)/、31.7
×l0VC:。
焼結合金 (成分重量%)C1,20係、Ni/、73係、Cr7
.30%、Mo Q、45%、W2.19%、Cos、
13%、Cu/、2.5/% 残微少不純物を含むh (硬 度)HRC33,0 (空孔率)//、g係(溶浸前) (独立空孔率)0.、!;/% ユ第2焼結合金 (成分重量%)C1,1%・ Pθ・20%・Cu//
、、2襲残微少不純物を含むh(硬 度)HRC,2I
7! (空孔率)9.9係(溶浸前) (独立空孔率)/、6係 3、複合材料としての物性 (弾性率ン/ g 、り00に9/rnA(熱膨張率)
(R丁→/IOθ℃) /、303x/(T”/ ℃ (熱伝導率)C’100℃) 10、 qx / 0−2Cct/an −5cc ・
℃(引張強さ)93・グに9/− ここで前記したと同−争件の粉末及び製造工程を経て得
られる第ス焼結台金と第1焼結合金のそれぞれ単独での
物性値を測定したところ、q、第1焼結合金 (弾性率) / 9 ’l 00K”!/mA(熱膨
張率)(RT−+11.00℃)/、2ググ×10−5
/℃(熱伝導率)C’100℃) / 0.11.x
/ 0−2CaA/crn・sec・℃(引張強さ)9
乙0gKり/− 汐、第一焼結合金 (弾性率)1g000にり/− (熱膨張率)CRT−+’100C)、)/、31.7
×l0VC:。
(熱伝導率)(’100℃) / 3.OX / 0
”Cat/Crn・Sec’ C(引張強さ) 9 /
、 OKq/mAここで各測定値中空孔率については溶
浸以前の理論密度と実密度、独立空孔率については溶浸
後密度と空孔量から算出したものである。
”Cat/Crn・Sec’ C(引張強さ) 9 /
、 OKq/mAここで各測定値中空孔率については溶
浸以前の理論密度と実密度、独立空孔率については溶浸
後密度と空孔量から算出したものである。
このように第ハ第ス焼結合金はそれぞれ単独でも、又複
合材料としても引張強さが90Kq/mA以上の高強度
を有し弾性率も/q000Ky/−以上の値を有し、さ
らに第1焼結合金と第一焼結合金の熱膨張率の差が10
チ以下であり、かつ熱伝導率が/ OX / Q−2C
F31.7cm−5ea’ ℃以上と高いためバルブノ
ートとしてシリンダヘッドに組込まILる際の脱落に対
しての強度、剛性、耐摩耗性に著しく優れるものである
。
合材料としても引張強さが90Kq/mA以上の高強度
を有し弾性率も/q000Ky/−以上の値を有し、さ
らに第1焼結合金と第一焼結合金の熱膨張率の差が10
チ以下であり、かつ熱伝導率が/ OX / Q−2C
F31.7cm−5ea’ ℃以上と高いためバルブノ
ートとしてシリンダヘッドに組込まILる際の脱落に対
しての強度、剛性、耐摩耗性に著しく優れるものである
。
このようにして得られた本発明バルブシートの200倍
顕微鏡写真を第2図、第3図に示す。第二図、第3図と
もナイタル灘腐食した焼結合金の□金属組織を示すもの
であシ、第2図の写真が第1焼結合金を示し、第3図が
第一焼結合金を示す。
顕微鏡写真を第2図、第3図に示す。第二図、第3図と
もナイタル灘腐食した焼結合金の□金属組織を示すもの
であシ、第2図の写真が第1焼結合金を示し、第3図が
第一焼結合金を示す。
第2図、第3図において示されるAが連続空孔であって
銅溶浸されており、Bが独立空孔てあり溶浸されていな
い。Cは硬質粒子を示すものである。
銅溶浸されており、Bが独立空孔てあり溶浸されていな
い。Cは硬質粒子を示すものである。
第7図、第5図は後述する如き比較、複合焼結合金バル
ブシート2で本発明と同じく銅合金溶浸されたもののナ
イタル液腐食された200倍顕微鏡写真にて金属組織を
示すものであり第二図がパルプ当り面側の第1部材、第
5図がシリングヘッド側の第一部材に用いられる焼結台
金である。
ブシート2で本発明と同じく銅合金溶浸されたもののナ
イタル液腐食された200倍顕微鏡写真にて金属組織を
示すものであり第二図がパルプ当り面側の第1部材、第
5図がシリングヘッド側の第一部材に用いられる焼結台
金である。
第2図第3図の本発明パルプ7−1・と第Z図第に図の
従来バルブシートの金属組織を比較すれば明らかに本発
明における硬質粒子Cの大きさか小さく、かつAで示す
連続空孔も微細かつ面積那も少ないものであり、さらに
は本発明バルブシートの組織が著しく緻密化されている
ことが明らかである。
従来バルブシートの金属組織を比較すれば明らかに本発
明における硬質粒子Cの大きさか小さく、かつAで示す
連続空孔も微細かつ面積那も少ないものであり、さらに
は本発明バルブシートの組織が著しく緻密化されている
ことが明らかである。
かかる本発明バルブシートを従来の複合焼結バルブシー
トと比較実験し、その効果を説明する。
トと比較実験し、その効果を説明する。
(比較複合焼結バルブシート1)
(第1焼結合金) C粉末(−3,23メツシユ〕0、
’75 %、N1粉末C−323メツシユ)7.2%
、Fa −MOC粉末−/30メッンユ)をMo量で0
.33チ、C1,ll −Cr 33−W、2乙−Co
/ 7.4係の合金粉末(−730メツシユ)1部係
、Co粉末(Sμ以下)汐、5%、残還元鉄粉(−10
θメソ7ユ)の混合粉末。
’75 %、N1粉末C−323メツシユ)7.2%
、Fa −MOC粉末−/30メッンユ)をMo量で0
.33チ、C1,ll −Cr 33−W、2乙−Co
/ 7.4係の合金粉末(−730メツシユ)1部係
、Co粉末(Sμ以下)汐、5%、残還元鉄粉(−10
θメソ7ユ)の混合粉末。
(第コ焼結合金) C粉末(−323メツシユ)/、7
2%、Fn −M□粉末(−/30メソシメ)をMo
figで0.37%、Cu粉末(−720メツシユ)q
、θ&%、残還元鉄粉(−/θ0メソシュ〕の混合粉末
。
2%、Fn −M□粉末(−/30メソシメ)をMo
figで0.37%、Cu粉末(−720メツシユ)q
、θ&%、残還元鉄粉(−/θ0メソシュ〕の混合粉末
。
かかる粉末を前記した本発明のバルブシートと同一条件
で成形プレスし焼結することによって比較複合焼結バル
ブシート1を形成し、又焼結後、銅溶浸し熱処理するこ
とにより比較複合焼結バルブシート2を作成した。
で成形プレスし焼結することによって比較複合焼結バル
ブシート1を形成し、又焼結後、銅溶浸し熱処理するこ
とにより比較複合焼結バルブシート2を作成した。
上記した比較複合焼結バルブシート1.2につき本発明
バルブシートと同様に物性値を測定した結果を次に示す
。
バルブシートと同様に物性値を測定した結果を次に示す
。
かかる比較バルブシートと本発明・ぐルブシートにつき
、以下に示す如く、圧入試験、抜き荷重試験、摩耗試験
、及び実機試験としての脱落試験と摩耗試験を行った。
、以下に示す如く、圧入試験、抜き荷重試験、摩耗試験
、及び実機試験としての脱落試験と摩耗試験を行った。
(圧入試験及び抜き試験)
(試験方法)
第4図に示す如き外径φg乙mm高さ、25mmで\バ
ルブシート12嵌合用の径φ3/鼎とφ、:l’7mm
の同心穴を中心に有するアルミニウム合金製シリンダヘ
ッド試料5にしめ代を変化させてバルブシート12を圧
入し、シリンダヘッド試料5の冷力1部51を水冷却し
ながらバーナの火炎を、バルブシート12中夫に位置さ
せて3分間り00℃に加熱し、次いでエアジエツトによ
り3分間空冷することを、200回繰り返す。この試験
で初期のシリンダヘッドへのバルブシートの圧入荷重と
しめ代の関係をもってバルブシートの剛性を評価する試
験とし、加熱冷却の繰り返し試験後のンリンダヘノド試
刺からのバルブシート抜き荷重をもってバルブシートの
脱落強度を評価する試験とする。
ルブシート12嵌合用の径φ3/鼎とφ、:l’7mm
の同心穴を中心に有するアルミニウム合金製シリンダヘ
ッド試料5にしめ代を変化させてバルブシート12を圧
入し、シリンダヘッド試料5の冷力1部51を水冷却し
ながらバーナの火炎を、バルブシート12中夫に位置さ
せて3分間り00℃に加熱し、次いでエアジエツトによ
り3分間空冷することを、200回繰り返す。この試験
で初期のシリンダヘッドへのバルブシートの圧入荷重と
しめ代の関係をもってバルブシートの剛性を評価する試
験とし、加熱冷却の繰り返し試験後のンリンダヘノド試
刺からのバルブシート抜き荷重をもってバルブシートの
脱落強度を評価する試験とする。
溶浸されていない比較バルブシート1のみは従来用いら
れている外径φ3/陥、内径φ23爺肉厚q咽のものを
用い、比較・ぐルプシート2及び本発明バルブシートは
外径φ3/咽、内径φ、25w1肉厚3 gmの薄肉バ
ルブシートを用いた。
れている外径φ3/陥、内径φ23爺肉厚q咽のものを
用い、比較・ぐルプシート2及び本発明バルブシートは
外径φ3/咽、内径φ、25w1肉厚3 gmの薄肉バ
ルブシートを用いた。
(試験結果)
抜き試験結果を第7図に示す。第7図に示す如く本発明
パルプ7−トは同一肉厚、形状の比較・ぐルブ7−ト2
に対しては約7.3倍の抜き荷重を有し、肉厚の約7.
3倍ある比較・くバルブシート1に対しても同等の抜き
荷重を有し、脱落強度が優れることが確認された。
パルプ7−トは同一肉厚、形状の比較・ぐルブ7−ト2
に対しては約7.3倍の抜き荷重を有し、肉厚の約7.
3倍ある比較・くバルブシート1に対しても同等の抜き
荷重を有し、脱落強度が優れることが確認された。
又第g図にはバルブシート圧入試験結果を示すが、剛性
の評価されるこの試験結果においても同一肉厚の比較バ
ルブシート2の7.3倍、/・3倍の肉厚の比較バルブ
シート1と同様の剛性が示された。
の評価されるこの試験結果においても同一肉厚の比較バ
ルブシート2の7.3倍、/・3倍の肉厚の比較バルブ
シート1と同様の剛性が示された。
このように本発明複合焼結バルブシートは従来のバルブ
シートと比較し、強度及び剛性に優れることによって、
シリンダヘッドからの脱落強度が優れると同時に、熱伝
導率の改善と第1焼結合金の組織の強化と緻密化によっ
て、その面j摩耗性にも優れるものであることが次の摩
耗試験によって示される〇 (摩耗試験〕 (摩耗試験方法〕 供試材料は前記した本発明実施例バルブシートと比較バ
ルブシート1,2を用いる。試験機はグロパンガス炎を
バルブシート面に噴出させ・ぐルブシート面を300〜
に00℃に加熱さぜた状態で、バネを介してパルプをバ
ルブシートに対し回転させつつパルプスプリング荷重3
3Kqにて3000回/m i nでたたき、g×70
′ 目抜の・々ルブ7−トとパルプの当り面摩耗面積を
4111定することによって評価する。同パルプの当り
面にはスプライl−Noろ盛金のものを用いた。
シートと比較し、強度及び剛性に優れることによって、
シリンダヘッドからの脱落強度が優れると同時に、熱伝
導率の改善と第1焼結合金の組織の強化と緻密化によっ
て、その面j摩耗性にも優れるものであることが次の摩
耗試験によって示される〇 (摩耗試験〕 (摩耗試験方法〕 供試材料は前記した本発明実施例バルブシートと比較バ
ルブシート1,2を用いる。試験機はグロパンガス炎を
バルブシート面に噴出させ・ぐルブシート面を300〜
に00℃に加熱さぜた状態で、バネを介してパルプをバ
ルブシートに対し回転させつつパルプスプリング荷重3
3Kqにて3000回/m i nでたたき、g×70
′ 目抜の・々ルブ7−トとパルプの当り面摩耗面積を
4111定することによって評価する。同パルプの当り
面にはスプライl−Noろ盛金のものを用いた。
(摩耗試験結果)
第9図にバルブシートの摩耗量を示し第70図にパルプ
の摩耗量を示す。第9図、第70図ともに温度を変化さ
せての摩耗量を示すものであるが、パルプ、バルブシー
トの本発明、従来品共に0.0/l−4以下と充分な耐
摩耗性が維持されることが確認された。
の摩耗量を示す。第9図、第70図ともに温度を変化さ
せての摩耗量を示すものであるが、パルプ、バルブシー
トの本発明、従来品共に0.0/l−4以下と充分な耐
摩耗性が維持されることが確認された。
さらに本発明のバルブシートと従来の比較バルブシート
1,2を実機運転した試験結果を以下に示す。
1,2を実機運転した試験結果を以下に示す。
(実機試験)
(試験条件)
/ !i00 Cc % OHC,ガノリン機関S汐0
0rpm全負荷ttoo時間連続運転比較バルブシート
1 外径φ3/間内径φ、23 mm 比較パルプ7−ト2及び本発明バルブシート外径φ3/
mm、内径φと1 パルプ、ステライトNo 乙a金パルプ(試験結果) 試験後に比較パルプシー1−1.2、及び本発明パルプ
ン−1・の脱落及び変形しま認められなかった。
0rpm全負荷ttoo時間連続運転比較バルブシート
1 外径φ3/間内径φ、23 mm 比較パルプ7−ト2及び本発明バルブシート外径φ3/
mm、内径φと1 パルプ、ステライトNo 乙a金パルプ(試験結果) 試験後に比較パルプシー1−1.2、及び本発明パルプ
ン−1・の脱落及び変形しま認められなかった。
又各気筒の供試バルブシート及びパルプの摩耗量の平均
を示す第1/図の摩耗試験結果によっても本発明バルブ
シート摩耗邦は0−0 ’l mA以下であり、かつパ
ルプ摩耗量と合わせても0.O8−以下と比較バルブシ
ート1,2に対し同等の摩れ量であり充分に実用に供せ
られつるものである。
を示す第1/図の摩耗試験結果によっても本発明バルブ
シート摩耗邦は0−0 ’l mA以下であり、かつパ
ルプ摩耗量と合わせても0.O8−以下と比較バルブシ
ート1,2に対し同等の摩れ量であり充分に実用に供せ
られつるものである。
かかるバルブシートの強度試験及び摩耗試験及び実機試
験より明らかな如く、本発明複合焼結バルブシートでは
、第1焼結合金と第2焼結合金との焼結空孔量をそれぞ
れ低減されたことによる強度の向」二とさらに焼結空孔
量間のバランスが適正であり、から独立空孔量を制御し
たことによって溶浸することの効果を充分に生かし、強
度及び高温強度が向上された結果、シリンダヘッドから
の耐脱落性が向上されたものと評価される。さらに従来
の高合金焼結パルプシー1と比較しても劣らない耐摩耗
性を有する理由として、第19J1結合金の空孔量が低
く制御されかつ硬質粒子を含め組織が微細化したことに
よって表面強度が向上したのみならず熱伝導性が著しく
向上されたことによるものと評価される。
験より明らかな如く、本発明複合焼結バルブシートでは
、第1焼結合金と第2焼結合金との焼結空孔量をそれぞ
れ低減されたことによる強度の向」二とさらに焼結空孔
量間のバランスが適正であり、から独立空孔量を制御し
たことによって溶浸することの効果を充分に生かし、強
度及び高温強度が向上された結果、シリンダヘッドから
の耐脱落性が向上されたものと評価される。さらに従来
の高合金焼結パルプシー1と比較しても劣らない耐摩耗
性を有する理由として、第19J1結合金の空孔量が低
く制御されかつ硬質粒子を含め組織が微細化したことに
よって表面強度が向上したのみならず熱伝導性が著しく
向上されたことによるものと評価される。
第1図は複合焼結バルブシート断面図、第2図は本発明
第1焼結台金の金属組織を示す、!00倍顕微鏡写真、 第3図は本発明第1焼結合金の金属組織を示す、200
倍顕微鏡写真、 第7図は従来の第1焼結合金の金属組織を示す200倍
顕微鏡写真、 第S図は従来の第一焼結合金の金属組織を示す200倍
顕微鏡写真、 第4図は本発明バルブシートの試験用シリングヘッド試
料断面図、 第7図は本発明バルブシートのシリングヘッドからの抜
き荷重試験結果を示すグラフ、第5図は本発明バルブシ
ートのシリングヘッドへの圧入荷重試験結果を示すグラ
フ、 第9図および第70図はそれぞれ本発明・ぐルブゾート
の摩耗試験結果を示すグラフ、 第1/図は本発明バルブシートの実機での摩耗試験結果
鬼示すグラフである。 付号の説明 1・・・第1部材 2・・・第一部材 3・・・7リンダヘツド 4・・・パルプ 5・ シリンダヘッド試料 12・・・複合焼結バルブシート A・連続空孔 B・・・独立空孔 C・・・硬質粒子 帛7図 試、貌前締桟 (μ) 第8図 試1峡前締桟(P) 試験温度(°C) 試1歌湿皮 (°C) 単11図 バルブシートの摩耗量 309
第1焼結台金の金属組織を示す、!00倍顕微鏡写真、 第3図は本発明第1焼結合金の金属組織を示す、200
倍顕微鏡写真、 第7図は従来の第1焼結合金の金属組織を示す200倍
顕微鏡写真、 第S図は従来の第一焼結合金の金属組織を示す200倍
顕微鏡写真、 第4図は本発明バルブシートの試験用シリングヘッド試
料断面図、 第7図は本発明バルブシートのシリングヘッドからの抜
き荷重試験結果を示すグラフ、第5図は本発明バルブシ
ートのシリングヘッドへの圧入荷重試験結果を示すグラ
フ、 第9図および第70図はそれぞれ本発明・ぐルブゾート
の摩耗試験結果を示すグラフ、 第1/図は本発明バルブシートの実機での摩耗試験結果
鬼示すグラフである。 付号の説明 1・・・第1部材 2・・・第一部材 3・・・7リンダヘツド 4・・・パルプ 5・ シリンダヘッド試料 12・・・複合焼結バルブシート A・連続空孔 B・・・独立空孔 C・・・硬質粒子 帛7図 試、貌前締桟 (μ) 第8図 試1峡前締桟(P) 試験温度(°C) 試1歌湿皮 (°C) 単11図 バルブシートの摩耗量 309
Claims (1)
- 【特許請求の範囲】 (1)二種の異なる焼結合金によって形成され、さらに
銅合金が溶浸されてなるバルブシートにおいて、 バルブ当り面側の第1部月を形成する第1焼結合金が、
250メツシユ以下の硬質粒子を容積係にてg〜/l1
%含み、基地がアトマイズ鉄粉により形成される空孔量
が容積係にて4〜73係の鉄系焼結合金であり、 さらに7リンダヘツド側の第2部材を形成する第λ焼結
合金が重量係にてCO,S〜/、グ裂、PO0/〜o、
y%残実質的にhよりなる鉄系焼結合金であり、かつア
トマイズ粉末によって形成される空孔量が容積係にて乙
〜72%の鉄系焼結合金であり、 かつ前記第1焼結合金及び第ス焼結合金の双方には銅合
金が溶浸されてなることを特徴とする複合焼結バルブシ
ート。 (■ 前記第1焼結合金の空孔量が容積係にて4〜/3
%であシ、かつ独立空孔]゛が容積優に?0.り〜/1
.2係であることを特徴とする特許請求の範囲第1項記
載の複合焼結バルブシート。 (3) 前記第ス焼結合金の空孔量が容積係にて乙〜
7.2チであり、かつ独立空孔量が容積係にて0.S〜
ユ、5%であることを特徴とする特許請求の範囲第1項
記載の複合焼結パルプン−1・。 @) 前記第1焼結合金が重量係にてC0,s〜7.7
饅、Ni C)、 k −2,3%、Cr 3.−0−
g、 0 %、Mob、1〜0.9%、W/、0〜3
6g%、COり、3〜g、S係残部実質的にhよりなる
鉄系焼結合金でhD焼結空孔に9.S〜/グ重量係のC
uが溶浸されてなることを特徴とする特許請求の範囲第
1項記載の複合焼結バルブシート。
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP13155582A JPS5923856A (ja) | 1982-07-28 | 1982-07-28 | 複合焼結バルブシ−ト |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP13155582A JPS5923856A (ja) | 1982-07-28 | 1982-07-28 | 複合焼結バルブシ−ト |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
JPS5923856A true JPS5923856A (ja) | 1984-02-07 |
JPH0137466B2 JPH0137466B2 (ja) | 1989-08-07 |
Family
ID=15060803
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
JP13155582A Granted JPS5923856A (ja) | 1982-07-28 | 1982-07-28 | 複合焼結バルブシ−ト |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
JP (1) | JPS5923856A (ja) |
Cited By (5)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS58207945A (ja) * | 1982-05-28 | 1983-12-03 | Ube Ind Ltd | シユウ酸ジエステルの水素添加用触媒 |
JP2015528053A (ja) * | 2012-07-04 | 2015-09-24 | ブレイスタウル−プロダクションズゲーエムベーハー ウント コンパニー カーゲーBleistahl−Produktions GmbH &Co KG. | 高熱伝導バルブシートリング |
US11300018B2 (en) | 2018-03-20 | 2022-04-12 | Nittan Valve Co., Ltd. | Hollow exhaust poppet valve |
US11536167B2 (en) | 2018-11-12 | 2022-12-27 | Nittan Valve Co., Ltd. | Method for manufacturing engine poppet valve |
US11850690B2 (en) | 2020-03-30 | 2023-12-26 | Nittan Corporation | Method for manufacturing engine poppet valve |
Families Citing this family (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JP6316588B2 (ja) * | 2013-12-27 | 2018-04-25 | 日本ピストンリング株式会社 | 内燃機関用バルブとバルブシートの組合せ体 |
Citations (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
JPS5486410A (en) * | 1977-12-23 | 1979-07-10 | Nippon Piston Ring Co Ltd | Ferrous sintered alloy material for valve seat |
JPS55145151A (en) * | 1979-04-26 | 1980-11-12 | Nippon Piston Ring Co Ltd | Wear resistant sintered alloy material for internal combustion engine |
-
1982
- 1982-07-28 JP JP13155582A patent/JPS5923856A/ja active Granted
Patent Citations (2)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
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JP2015528053A (ja) * | 2012-07-04 | 2015-09-24 | ブレイスタウル−プロダクションズゲーエムベーハー ウント コンパニー カーゲーBleistahl−Produktions GmbH &Co KG. | 高熱伝導バルブシートリング |
US11300018B2 (en) | 2018-03-20 | 2022-04-12 | Nittan Valve Co., Ltd. | Hollow exhaust poppet valve |
US11536167B2 (en) | 2018-11-12 | 2022-12-27 | Nittan Valve Co., Ltd. | Method for manufacturing engine poppet valve |
US11850690B2 (en) | 2020-03-30 | 2023-12-26 | Nittan Corporation | Method for manufacturing engine poppet valve |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
JPH0137466B2 (ja) | 1989-08-07 |
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