JPS61296979A - 内燃機関用バルブ - Google Patents
内燃機関用バルブInfo
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- JPS61296979A JPS61296979A JP60138199A JP13819985A JPS61296979A JP S61296979 A JPS61296979 A JP S61296979A JP 60138199 A JP60138199 A JP 60138199A JP 13819985 A JP13819985 A JP 13819985A JP S61296979 A JPS61296979 A JP S61296979A
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- Japan
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- valve
- metal
- metal layer
- internal combustion
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- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K26/00—Working by laser beam, e.g. welding, cutting or boring
- B23K26/34—Laser welding for purposes other than joining
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K26/00—Working by laser beam, e.g. welding, cutting or boring
- B23K26/20—Bonding
- B23K26/32—Bonding taking account of the properties of the material involved
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K26/00—Working by laser beam, e.g. welding, cutting or boring
- B23K26/34—Laser welding for purposes other than joining
- B23K26/342—Build-up welding
-
- B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
- B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
- B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
- B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
- B23K2103/50—Inorganic material, e.g. metals, not provided for in B23K2103/02 – B23K2103/26
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- Mechanical Engineering (AREA)
- Laser Beam Processing (AREA)
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】
産業上の利用分野
本発明は、内燃機関に係り、更に詳細には内燃機関の吸
気系及び排気系に組込まれるバルブに係る。
気系及び排気系に組込まれるバルブに係る。
従来の技術及び発明が解決しようとする問題点内燃機関
のバルブのバルブフェース部は、内燃機関の運転中には
高温になりまたシリンダヘッドのバルブシートに断続的
に衝当するため、耐熱性及び耐摩耗性に優れていること
が必要とされる。
のバルブのバルブフェース部は、内燃機関の運転中には
高温になりまたシリンダヘッドのバルブシートに断続的
に衝当するため、耐熱性及び耐摩耗性に優れていること
が必要とされる。
そのため内燃機関のバルブの製造に於ては、従来より一
般に、耐熱鋼製のパルプ粗材のバルブフェースに対応す
る表面にステライト合金の如く耐熱性及び耐摩耗性に優
れた合金を盛金することが行われており、その熱源とし
ては主としてアセチレンガスの火炎が使用されており、
その他ＴｒＧアークやプラズマ等が使用されている。
般に、耐熱鋼製のパルプ粗材のバルブフェースに対応す
る表面にステライト合金の如く耐熱性及び耐摩耗性に優
れた合金を盛金することが行われており、その熱源とし
ては主としてアセチレンガスの火炎が使用されており、
その他ＴｒＧアークやプラズマ等が使用されている。
かかる盛金を利用したパルプの製造に於ては、バルブフ
ェース部の耐熱性及び耐摩耗性を確保するための品質管
理項目として盛金金属中への母材金属の溶け込み量が従
来より管理されている。これは第９図に示されている如
く、例えば盛金金属としてのステライト合金中への母材
の主要な金属元素である鉄の溶け込み量が多くなると盛
金金属層の常温硬さ及び高温硬さが低下することが一般
に知られており、これらの特性の低下に起因して第１０
図に示されている如くバルブフェース部の耐摩耗性が著
しく低下し、また耐熱性が著しく低下することが解って
いるからである。
ェース部の耐熱性及び耐摩耗性を確保するための品質管
理項目として盛金金属中への母材金属の溶け込み量が従
来より管理されている。これは第９図に示されている如
く、例えば盛金金属としてのステライト合金中への母材
の主要な金属元素である鉄の溶け込み量が多くなると盛
金金属層の常温硬さ及び高温硬さが低下することが一般
に知られており、これらの特性の低下に起因して第１０
図に示されている如くバルブフェース部の耐摩耗性が著
しく低下し、また耐熱性が著しく低下することが解って
いるからである。
特にアセチレンガスの火炎を利用したガス盛金法に於て
は、入熱量及び入熱面積が大きく、また熱量を微妙に制
御することが困難であるため、第１１図に示されている
如く、盛金金属層中への母材金属の溶け込み量が非常に
高く、盛金金属層と母材との間の界面より０．１ｍｍの
領域に於ける盛金金属層中の鉄含有量は５〜３０ｗｔ％
である。そのためガス盛金法によるパルプの製造に於て
は、母材金属の溶け込み量が高い領域がバルブフェース
となることを回避すべく、盛金量を多くして盛金量１ｉ
ＩＩＩＩを厚くし、盛金金属の表面部を比較的多曇に研
削等によって除去することが行われている。
は、入熱量及び入熱面積が大きく、また熱量を微妙に制
御することが困難であるため、第１１図に示されている
如く、盛金金属層中への母材金属の溶け込み量が非常に
高く、盛金金属層と母材との間の界面より０．１ｍｍの
領域に於ける盛金金属層中の鉄含有量は５〜３０ｗｔ％
である。そのためガス盛金法によるパルプの製造に於て
は、母材金属の溶け込み量が高い領域がバルブフェース
となることを回避すべく、盛金量を多くして盛金量１ｉ
ＩＩＩＩを厚くし、盛金金属の表面部を比較的多曇に研
削等によって除去することが行われている。
一方ＴＩＧアークやプラズマを熱源とする盛金に於ては
、それらの熱源がアセチレンガスの火炎に比して高密度
の熱エネルギ源であるため入熱量や入熱面積を比較的小
さくすることができ、またそれらの熱源が電気的エネル
ギであるため入熱量等を比較的容易に制御することがで
きる。しかしこれら何れの盛金法に於ても母材金属が盛
金金属層中へ比較的多聞に溶け込むことを回避すること
は困難である。
、それらの熱源がアセチレンガスの火炎に比して高密度
の熱エネルギ源であるため入熱量や入熱面積を比較的小
さくすることができ、またそれらの熱源が電気的エネル
ギであるため入熱量等を比較的容易に制御することがで
きる。しかしこれら何れの盛金法に於ても母材金属が盛
金金属層中へ比較的多聞に溶け込むことを回避すること
は困難である。
特にＴＩＧアークを熱源とする盛金に於ては、パルプの
バルブフェース部とＴＩＧ溶接装置の電極間にＴＩＧア
ークを発生させ、そのアーク中又はその近傍に盛金金属
のロンド又は粉末を供給することが行われるので、母材
を過剰に溶融させずに盛金金属を盛金することは非常に
困難であり、また母材を溶融させずに盛金が行われると
盛金金属層と母材との間に溶着不良部が発生し、そのた
めパルプが使用される過程に於て盛金金属層が母材より
剥離するなどの問題が生じることがある。
バルブフェース部とＴＩＧ溶接装置の電極間にＴＩＧア
ークを発生させ、そのアーク中又はその近傍に盛金金属
のロンド又は粉末を供給することが行われるので、母材
を過剰に溶融させずに盛金金属を盛金することは非常に
困難であり、また母材を溶融させずに盛金が行われると
盛金金属層と母材との間に溶着不良部が発生し、そのた
めパルプが使用される過程に於て盛金金属層が母材より
剥離するなどの問題が生じることがある。
一方プラズマを熱源とする盛金に於ては、プラズマトー
チにより発生されたプラズマを母材の盛金が行われるべ
ぎ表面に照射し、盛金金属の粉末をプラズマガスと共に
母材の表面に供給することが行われるので、ＴＩＧアー
クを熱源とする盛金の場合と同様、母材を過剰に溶融さ
せずに盛金金属を盛金することは実際上不可能である。
チにより発生されたプラズマを母材の盛金が行われるべ
ぎ表面に照射し、盛金金属の粉末をプラズマガスと共に
母材の表面に供給することが行われるので、ＴＩＧアー
クを熱源とする盛金の場合と同様、母材を過剰に溶融さ
せずに盛金金属を盛金することは実際上不可能である。
例えば第１２図及び第１３図はそれぞれＴＴＧアーク及
びプラズマを熱源とする盛金法により製造されたバルブ
フェース部に於て、盛金金属層と母材との間の界面より
の距離と盛金金属層中の鉄含有量との関係を示している
。これらの図より・ＴＩＧアークを熱源とする盛金に於
ては、界面より０．１１ＩＩｌの領域に於ける鉄溶け込
み檜は２〜５ｗｔ％であり、一方プラズマを熱源とする
盛金に於ては、界面よりＱ、１ｍｍ１の領域に於ける鉄
溶け込み量は１．８〜４ｗｔ％であり、またこれら何れ
の盛金に於ても界面より１１１ｍの領域に於てそれより
も盛金金属層の表面側の鉄溶け込み量と同等の鉄溶け込
み量になっていることが解る。これはＴＩＧアーク及び
プラズマはアセチレンガスの火炎に比して溶湯に対する
攪拌作用が大きいため、溶融された盛金金属中に溶け込
んだ母材金属が濃度勾配を生じることなく盛金金属層中
に比較的均一に拡散してしまうことによるものと推測さ
れる。
びプラズマを熱源とする盛金法により製造されたバルブ
フェース部に於て、盛金金属層と母材との間の界面より
の距離と盛金金属層中の鉄含有量との関係を示している
。これらの図より・ＴＩＧアークを熱源とする盛金に於
ては、界面より０．１１ＩＩｌの領域に於ける鉄溶け込
み檜は２〜５ｗｔ％であり、一方プラズマを熱源とする
盛金に於ては、界面よりＱ、１ｍｍ１の領域に於ける鉄
溶け込み量は１．８〜４ｗｔ％であり、またこれら何れ
の盛金に於ても界面より１１１ｍの領域に於てそれより
も盛金金属層の表面側の鉄溶け込み量と同等の鉄溶け込
み量になっていることが解る。これはＴＩＧアーク及び
プラズマはアセチレンガスの火炎に比して溶湯に対する
攪拌作用が大きいため、溶融された盛金金属中に溶け込
んだ母材金属が濃度勾配を生じることなく盛金金属層中
に比較的均一に拡散してしまうことによるものと推測さ
れる。
以上の如く、従来の盛金法により製造されたパルプは、
盛金金属層中への母材金属の溶け込み量が比較的高い値
であるため、高性能の内燃機関に使用され、従って高温
特性に優れていることが必要とされるパルプの場合には
、盛金金属としてより高価な材料を使用するか、または
バルブフエースに於ける母材金属の溶け込み量が小さい
値になるよう、必要以上に厚い盛金金属層を形成するこ
とが行われており、従ってバルブフェース部が盛金によ
り形成されている従来のバルブはコスト及び性能の何れ
の面に於ても十分満足し得るものではない。
盛金金属層中への母材金属の溶け込み量が比較的高い値
であるため、高性能の内燃機関に使用され、従って高温
特性に優れていることが必要とされるパルプの場合には
、盛金金属としてより高価な材料を使用するか、または
バルブフエースに於ける母材金属の溶け込み量が小さい
値になるよう、必要以上に厚い盛金金属層を形成するこ
とが行われており、従ってバルブフェース部が盛金によ
り形成されている従来のバルブはコスト及び性能の何れ
の面に於ても十分満足し得るものではない。
本願発明者等は、従来の内燃機関用バルブに於ける上述
の如き問題に鑑み、種々の実験的研究を行った結果、盛
金の熱源としてレーザを使用し、盛金金属層と母材との
間の界面よりＱ、１’ｆｌｌｌの領域に於ける盛金金属
層中の母材の主要な金属元素の溶け込み量を所定値以下
に抑えれば、バルブフェースの耐摩耗性及び耐熱性に優
れたバルブを得ることができ、またそのコストを従来に
比して低減し得ることを見出した。
の如き問題に鑑み、種々の実験的研究を行った結果、盛
金の熱源としてレーザを使用し、盛金金属層と母材との
間の界面よりＱ、１’ｆｌｌｌの領域に於ける盛金金属
層中の母材の主要な金属元素の溶け込み量を所定値以下
に抑えれば、バルブフェースの耐摩耗性及び耐熱性に優
れたバルブを得ることができ、またそのコストを従来に
比して低減し得ることを見出した。
本発明は、本願発明者等が行った実験的結果僻−られた
知見に基き、バルブフェースの耐摩耗性及び耐熱性に優
れしかも低廉である内燃機関用バルブを提供することを
目的としている。
知見に基き、バルブフェースの耐摩耗性及び耐熱性に優
れしかも低廉である内燃機関用バルブを提供することを
目的としている。
問題点を解決するための手段
上述の如き目的は、本発明によれば、シリンダヘッドの
バルブシートと断続的に衝当するバルブフェースを有し
、該バルブフェースは盛金金ＲｗＩにより郭定されてお
り、前記盛金金属層はバルブ粗材のバルブフェースに対
応する表面にレーザを熱源として盛金金属を溶着するこ
とにより形成されており、前記盛金金属層と母材との界
面より０゜１１ＩＩｌのＩｉ域に於ける前記盛金金属層
中の母材の主要な金属元素の溶け込み量がｉ、２ｗｔ％
以下である内燃ｍ開用パルプによって達成される。
バルブシートと断続的に衝当するバルブフェースを有し
、該バルブフェースは盛金金ＲｗＩにより郭定されてお
り、前記盛金金属層はバルブ粗材のバルブフェースに対
応する表面にレーザを熱源として盛金金属を溶着するこ
とにより形成されており、前記盛金金属層と母材との界
面より０゜１１ＩＩｌのＩｉ域に於ける前記盛金金属層
中の母材の主要な金属元素の溶け込み量がｉ、２ｗｔ％
以下である内燃ｍ開用パルプによって達成される。
発明の作用及び効果
本発明によれば、シリンダヘッドのバルブシートと断続
的に衝当するバルブフェースは盛金金属層により郭定さ
れており、該盛金金属層はバルブ粗材のバルブフェース
に対応する表面にレーザを熱源としてステライト合金の
如き盛金金属を溶着することにより形成されており、盛
金金属層と母材との界面より０．１ｍｍの領域に於ける
盛金金属層中の母材の主要な金属元素、例えば鉄の溶け
込み量が１，２ｗｔ％以下であり、従ってバルブフェー
スに於ける母材の主要な金属元素の溶け込み量もこの値
以下に維持されるので、バルブフェースの耐摩耗性及び
耐熱性を盛金金属の耐摩耗性及び耐熱性と同等に確保す
ることができ、バルブフェースの耐摩耗性及び耐熱性に
優れた内燃機関用バルブを得ることができる。
的に衝当するバルブフェースは盛金金属層により郭定さ
れており、該盛金金属層はバルブ粗材のバルブフェース
に対応する表面にレーザを熱源としてステライト合金の
如き盛金金属を溶着することにより形成されており、盛
金金属層と母材との界面より０．１ｍｍの領域に於ける
盛金金属層中の母材の主要な金属元素、例えば鉄の溶け
込み量が１，２ｗｔ％以下であり、従ってバルブフェー
スに於ける母材の主要な金属元素の溶け込み量もこの値
以下に維持されるので、バルブフェースの耐摩耗性及び
耐熱性を盛金金属の耐摩耗性及び耐熱性と同等に確保す
ることができ、バルブフェースの耐摩耗性及び耐熱性に
優れた内燃機関用バルブを得ることができる。
また本発明によれば、上述の如く盛金金属層と母材との
界面より０．１ｍｍの領域に於ける盛金金属層中の母材
の主要な金属元素の溶け込み量が１゜２ｗｔ％以下に維
持されるので、従来に比して盛金金属層の厚さを低減す
ることができ、これによりステライト合金の如く比較的
高価な盛金金属の使用量を従来に比して１１５〜１／３
に低減することができ、また盛金金属層に対し研削等を
行うことにより除去される盛金金属の量を低減すること
ができ、これにより従来に比して低廉な内燃機関用バル
ブを得ることができる。
界面より０．１ｍｍの領域に於ける盛金金属層中の母材
の主要な金属元素の溶け込み量が１゜２ｗｔ％以下に維
持されるので、従来に比して盛金金属層の厚さを低減す
ることができ、これによりステライト合金の如く比較的
高価な盛金金属の使用量を従来に比して１１５〜１／３
に低減することができ、また盛金金属層に対し研削等を
行うことにより除去される盛金金属の量を低減すること
ができ、これにより従来に比して低廉な内燃機関用バル
ブを得ることができる。
本願発明者等が行った実験的研究の結果によれば、盛金
金属層と母材との界面より０．１ｍｍの領域に於ける盛
金金属層中の母゛材の主要な金属元素の溶け込み陽が少
なすぎる場合には、盛金ノ際ニ於ける母材の表面の溶融
が不十分となり易く・従って盛金金属層と母材との間の
ＶＢ着性が不十分になり易い。従って本発明の一つの詳
細な特徴によれば、前記溶け込み量は０．２〜ｌ、２ｗ
ｔ％、好ましくは０．４〜１．２ｗｔ％とされる。
金属層と母材との界面より０．１ｍｍの領域に於ける盛
金金属層中の母゛材の主要な金属元素の溶け込み陽が少
なすぎる場合には、盛金ノ際ニ於ける母材の表面の溶融
が不十分となり易く・従って盛金金属層と母材との間の
ＶＢ着性が不十分になり易い。従って本発明の一つの詳
細な特徴によれば、前記溶け込み量は０．２〜ｌ、２ｗ
ｔ％、好ましくは０．４〜１．２ｗｔ％とされる。
また本願発明者等が行った実験的研究の結果によれば、
バルブの使用の過程に於てバルブフェースが摩耗するの
で、盛金金属層の厚さはかかる摩耗量以上であることが
必要であり、逆に盛金金属層の厚さが大きすぎる場合に
は比較的高価な盛金金属が無駄に消費されることになる
。従って本発明の他の一つの詳細な特徴によれば、盛金
金属層の厚さは０．１〜０．７■、好ましくは０．３〜
０．６ｍｍとされる。
バルブの使用の過程に於てバルブフェースが摩耗するの
で、盛金金属層の厚さはかかる摩耗量以上であることが
必要であり、逆に盛金金属層の厚さが大きすぎる場合に
は比較的高価な盛金金属が無駄に消費されることになる
。従って本発明の他の一つの詳細な特徴によれば、盛金
金属層の厚さは０．１〜０．７■、好ましくは０．３〜
０．６ｍｍとされる。
本発明の更に他の一つの詳細な特徴によれば、バルブを
構成する母材は耐熱鋼であり、従って母材の主要な金属
元素は鉄である。
構成する母材は耐熱鋼であり、従って母材の主要な金属
元素は鉄である。
本願発明者等が行った実験的研究の結果によれば、バル
ブフェースに於ける母材の主要な金属元素の溶け込み量
も勿論１．２ｗｔ％以下である必要があるが、特に０．
２〜１．Ｑｗｔ％で°あることが好ましい。従って本発
明の更に他の一つの詳細な特徴によれば、バルブフェー
スに於ける母材の主要な金属元素の溶け込み量は０．２
〜１．Ｑｗｔ％とされる。
ブフェースに於ける母材の主要な金属元素の溶け込み量
も勿論１．２ｗｔ％以下である必要があるが、特に０．
２〜１．Ｑｗｔ％で°あることが好ましい。従って本発
明の更に他の一つの詳細な特徴によれば、バルブフェー
スに於ける母材の主要な金属元素の溶け込み量は０．２
〜１．Ｑｗｔ％とされる。
尚本発明の内燃機関用バルブは耐熱鋼の如き鋼にて形成
され、傘部のマージンの直径が２５〜３４＋ｕであり、
総重量が４０〜６０ｇである吸気用及び排気用パルプの
何れであってもよいが、バルブ粗材のバルブフェースに
対応する表面にレーザを熱源として盛金を行うに際して
は、前記表面に盛金金属の粉末のペーストを予め配置し
、しかる後盛金金属及び母材の一部を溶融させることに
より行われてもよく、またパルプ粗材をその軸線の周り
に回転させつつ前記表面へ盛金金属の粉末を連続的に供
給し、かくして前記表面へ供給された盛金金属の粉末及
び母材の一部をレーザにより溶融させることにより行わ
れもよい。更にこれら何れの場合に於ても、バルブ粗材
のバルブフェースに対応する表面に対するレーザの照射
はその全周に亙り行われるが、バルブ粗材の熱容量が比
較的小さく、レーザによる盛金が進行するにつれて、バ
ルブ粗材に蓄積される熱量が増大してその温度が次第に
高くなり、そのため盛金金属層中への母材金属の溶け込
み量が増大するので、レーザによる盛金金属及び母材へ
の入熱端はバルブ粗材のバルブフェースに対応する表面
全周に亙り盛金が行われる過程に於て、連続的に又は段
階的に低減されることが好ましい。
され、傘部のマージンの直径が２５〜３４＋ｕであり、
総重量が４０〜６０ｇである吸気用及び排気用パルプの
何れであってもよいが、バルブ粗材のバルブフェースに
対応する表面にレーザを熱源として盛金を行うに際して
は、前記表面に盛金金属の粉末のペーストを予め配置し
、しかる後盛金金属及び母材の一部を溶融させることに
より行われてもよく、またパルプ粗材をその軸線の周り
に回転させつつ前記表面へ盛金金属の粉末を連続的に供
給し、かくして前記表面へ供給された盛金金属の粉末及
び母材の一部をレーザにより溶融させることにより行わ
れもよい。更にこれら何れの場合に於ても、バルブ粗材
のバルブフェースに対応する表面に対するレーザの照射
はその全周に亙り行われるが、バルブ粗材の熱容量が比
較的小さく、レーザによる盛金が進行するにつれて、バ
ルブ粗材に蓄積される熱量が増大してその温度が次第に
高くなり、そのため盛金金属層中への母材金属の溶け込
み量が増大するので、レーザによる盛金金属及び母材へ
の入熱端はバルブ粗材のバルブフェースに対応する表面
全周に亙り盛金が行われる過程に於て、連続的に又は段
階的に低減されることが好ましい。
以下に添付の図を参照しつつ、本発明を実施例について
詳細に説明する。
詳細に説明する。
第１図は本発明による内燃機関用パルプの一つの実施例
を示す正面図、第２図は第１図に示された実施例の要部
を一部破断して示す拡大部分図である。これらの図に於
て、１は耐熱鋼＜ＪｒＳＭ格５ＬＩＨ３５）にて形成さ
れた内燃機関用バルブを示している。パルプ１は図には
示されていない内燃機関の吸気ボート又は排気ボートを
開閉する傘部２と、該傘部と一体に形成され軸線３に沿
つて延在するステム４とよりなっている。傘部２は実質
的に円錐形をなし、内燃機関の運転中に図には示されて
いないシリンダヘッドのバルブシートと断続的に衝当す
るバルブフェース５を有している。第２図に詳細に示さ
れている如く、バルブフェース５は図示の実施例に於て
はステライト合金（Ｎｏ、６）（１，２ｗｔ％Ｃ，１，
Ｏｗｔ％Ｓｉ、３０ｗｔ％Ｃｒ、４ｗｔ％Ｗ、残部実質
的にＣＯ＞の盛金金属層６により郭定されている。
を示す正面図、第２図は第１図に示された実施例の要部
を一部破断して示す拡大部分図である。これらの図に於
て、１は耐熱鋼＜ＪｒＳＭ格５ＬＩＨ３５）にて形成さ
れた内燃機関用バルブを示している。パルプ１は図には
示されていない内燃機関の吸気ボート又は排気ボートを
開閉する傘部２と、該傘部と一体に形成され軸線３に沿
つて延在するステム４とよりなっている。傘部２は実質
的に円錐形をなし、内燃機関の運転中に図には示されて
いないシリンダヘッドのバルブシートと断続的に衝当す
るバルブフェース５を有している。第２図に詳細に示さ
れている如く、バルブフェース５は図示の実施例に於て
はステライト合金（Ｎｏ、６）（１，２ｗｔ％Ｃ，１，
Ｏｗｔ％Ｓｉ、３０ｗｔ％Ｃｒ、４ｗｔ％Ｗ、残部実質
的にＣＯ＞の盛金金属層６により郭定されている。
この第１図及び第２図に示された内燃機関用バルブは以
下の如く製造された。まず第３図に示されている如く、
耐熱鋼（ＪＩＳ規格５ｔ−ＩＪ３５）よりなり、バルブ
フェースに対応する部位に軸線７の周りに全周に屋り延
在する凹状面８を有する点を除き、第１図及び第２図に
示された内燃機関用バルブと実質的に同一の形状及び寸
法のバルブ粗材９を用意した。また平均粒径５０μのス
テライト合金（Ｎｏ、６）粉末１０を用意し、該粉末を
粉末供給ホッパ１１内に装入した。
下の如く製造された。まず第３図に示されている如く、
耐熱鋼（ＪＩＳ規格５ｔ−ＩＪ３５）よりなり、バルブ
フェースに対応する部位に軸線７の周りに全周に屋り延
在する凹状面８を有する点を除き、第１図及び第２図に
示された内燃機関用バルブと実質的に同一の形状及び寸
法のバルブ粗材９を用意した。また平均粒径５０μのス
テライト合金（Ｎｏ、６）粉末１０を用意し、該粉末を
粉末供給ホッパ１１内に装入した。
次いでバルブ粗材９をその凹状面８がレーザガン１２の
下方に位置するよう配置し、バルブ粗材を軸線７の周り
に所定の速度にて回転させ、その状態にて粉末供給ホッ
パ１１の下端に連通接続された粉末送給管１３内へその
上端よりアルゴンを導入し、これにより個々のステライ
ト合金粉末間のガスをアルゴンに置換した状態にてステ
ライト合金粉末を一定の流量にて凹状面８上へ供給し、
かくして形成されたステライト合金粉末層１４に対しバ
ルブ粗材の回転方向で見て粉末送給管１３の先端よりも
遅れ側の位置に於てレーザガン１２より発射されたレー
ザ１５を照射し、これにより凹状面８上のステライト合
金粉末及び凹状面の表面部を下記の表１示された条件１
又は２の処理条件にて溶融させて、第４図に示されてい
る如（主としてステライト合金よりなる盛金金１１６を
形成し、その表面１７を研削することにより第１図及び
第２図に示されている如き内燃機関用バルブとした。
下方に位置するよう配置し、バルブ粗材を軸線７の周り
に所定の速度にて回転させ、その状態にて粉末供給ホッ
パ１１の下端に連通接続された粉末送給管１３内へその
上端よりアルゴンを導入し、これにより個々のステライ
ト合金粉末間のガスをアルゴンに置換した状態にてステ
ライト合金粉末を一定の流量にて凹状面８上へ供給し、
かくして形成されたステライト合金粉末層１４に対しバ
ルブ粗材の回転方向で見て粉末送給管１３の先端よりも
遅れ側の位置に於てレーザガン１２より発射されたレー
ザ１５を照射し、これにより凹状面８上のステライト合
金粉末及び凹状面の表面部を下記の表１示された条件１
又は２の処理条件にて溶融させて、第４図に示されてい
る如（主としてステライト合金よりなる盛金金１１６を
形成し、その表面１７を研削することにより第１図及び
第２図に示されている如き内燃機関用バルブとした。
この場合レーザガン１２の先端よりアルゴンを放出させ
ることによりバルブ粗材の溶融部を大気よりシールドし
、溶融部及びバルブ粗材の加熱された部分はバルブ粗材
の他の部分による吸熱及びレーザガンの先端より放出さ
れるシールドガスとしてのアルゴンにより冷却された。
ることによりバルブ粗材の溶融部を大気よりシールドし
、溶融部及びバルブ粗材の加熱された部分はバルブ粗材
の他の部分による吸熱及びレーザガンの先端より放出さ
れるシールドガスとしてのアルゴンにより冷却された。
表 １
条件１ 条件２
レーザ： ＣＯ２レーザ Ｃｏｔ レーザパワー
ＶＢ度：５０Ｗ／ｍｍ ８０Ｗ／ＩＩ走査速度：
３００ ｎ＋ｍ／１ｎ ５００ ｌＩｍ／Ｉｗｉ
ｎ合金使用Ｉｔ：０．６ ｇ／ａｌ ０．６ （Ｊ
／ａ＊’冷し金： 使用せず 使用せず上述の
如く形成された盛金金属層中の幅方向中央の厚さは０．
３〜０．６１ｍｍ１であり、その表面硬さくＨｖｌｏｋ
ｌは５００〜５８０であり、盛金金属層表面の鉄含有量
は１．１〜４．Ｑｗｔ％であった。また上述の如く製造
されたバルブの傘部を処理開始点より１／４回転部に対
応する位置にて軸線３を通る平面に沿って切断し、盛金
金属層中の鉄含有量をＸ線マイクロアナライザにより分
析した。その結果を第５図に示す。第５図より界面６ａ
よりの距離が０．１ｍｍ１１の領域に於ける鉄含有量は
処理条件が条件１である場合には１．２〜２゜５ｗｔ％
であり、処理条件が条件２である場合には２．５〜４．
５ｗｔ％であり、従来のバルブの場合に比して低い値で
はあるが、それでもなお比較的高い値であることが解る
。
ＶＢ度：５０Ｗ／ｍｍ ８０Ｗ／ＩＩ走査速度：
３００ ｎ＋ｍ／１ｎ ５００ ｌＩｍ／Ｉｗｉ
ｎ合金使用Ｉｔ：０．６ ｇ／ａｌ ０．６ （Ｊ
／ａ＊’冷し金： 使用せず 使用せず上述の
如く形成された盛金金属層中の幅方向中央の厚さは０．
３〜０．６１ｍｍ１であり、その表面硬さくＨｖｌｏｋ
ｌは５００〜５８０であり、盛金金属層表面の鉄含有量
は１．１〜４．Ｑｗｔ％であった。また上述の如く製造
されたバルブの傘部を処理開始点より１／４回転部に対
応する位置にて軸線３を通る平面に沿って切断し、盛金
金属層中の鉄含有量をＸ線マイクロアナライザにより分
析した。その結果を第５図に示す。第５図より界面６ａ
よりの距離が０．１ｍｍ１１の領域に於ける鉄含有量は
処理条件が条件１である場合には１．２〜２゜５ｗｔ％
であり、処理条件が条件２である場合には２．５〜４．
５ｗｔ％であり、従来のバルブの場合に比して低い値で
はあるが、それでもなお比較的高い値であることが解る
。
実施例２
盛金金属層中の鉄含有量を実施例１の場合よりも更に低
減すべく、盛金時にバルブ粗材の傘表面１８に水冷銅金
型の冷し金を当接して傘部を強制的に冷却した点を除き
、上掲の表１の条件１に示された処理条件と同一の条件
にて盛金を行った。
減すべく、盛金時にバルブ粗材の傘表面１８に水冷銅金
型の冷し金を当接して傘部を強制的に冷却した点を除き
、上掲の表１の条件１に示された処理条件と同一の条件
にて盛金を行った。
かくして形成された盛金金属層の処理開始点より１／４
回転部及び３／４回転部の断面についてＸ線マイクロア
ナライザを用いて鉄含有量を分析した。その結果を第６
図に示す。尚この実施例に於ける盛金金属層６の幅方向
中央の厚さは０．３〜０．６１ｍｍ１であり、盛金金属
層の表面の硬さく［」ｖ１０向）は５００〜５８０であ
り、盛金金属層表面の鉄含有量は０．８〜１．９ｗｔ％
であった。
回転部及び３／４回転部の断面についてＸ線マイクロア
ナライザを用いて鉄含有量を分析した。その結果を第６
図に示す。尚この実施例に於ける盛金金属層６の幅方向
中央の厚さは０．３〜０．６１ｍｍ１であり、盛金金属
層の表面の硬さく［」ｖ１０向）は５００〜５８０であ
り、盛金金属層表面の鉄含有量は０．８〜１．９ｗｔ％
であった。
第６図より、この実施例に於ける盛金金ｍ層の界面６ａ
よりＱ、ｉｎ＋ｎ＋の領域に於ける鉄含有量は１．０〜
２．３ｗｔ％であり、実施例１の場合よりも低い値であ
ることが解る。
よりＱ、ｉｎ＋ｎ＋の領域に於ける鉄含有量は１．０〜
２．３ｗｔ％であり、実施例１の場合よりも低い値であ
ることが解る。
実施例３
実施例２のバルブに於ては、処理開始点近傍の鉄含有量
と処理終了点近傍の鉄含有量との間に差があり、処理終
了点近傍の鉄含有量が処理開始点近傍の鉄含有量よりも
高い値であるので、盛金金属層の全周に亙り鉄含有量を
比較的低い値に低減すべく、バルブ粗材の回転角度が増
大するにつれてステライト合金粉末及び母材の表面に対
する入・熱量が段階的に低下するよう、下記の表２に示
された条件３の処理条件にて実施例１及び２の場合と同
様の要領にて盛金を行った。
と処理終了点近傍の鉄含有量との間に差があり、処理終
了点近傍の鉄含有量が処理開始点近傍の鉄含有量よりも
高い値であるので、盛金金属層の全周に亙り鉄含有量を
比較的低い値に低減すべく、バルブ粗材の回転角度が増
大するにつれてステライト合金粉末及び母材の表面に対
する入・熱量が段階的に低下するよう、下記の表２に示
された条件３の処理条件にて実施例１及び２の場合と同
様の要領にて盛金を行った。
表゛２
条件３
レーザ： Ｃ０２レーザ
パワー密度： ５０Ｗ ／ ＋ｎｍ （０／ ４〜１／
４回転）４５Ｗ／ＩＲＩＳ（１／４〜１／２１／２４１
Ｗ／＋ｎ＋＋＋ （，１／２〜３／４回転）３８Ｗ／１
ｍｍ（３／４〜４／４回転）走査速度： ３００ ｍ
ｍ／ｍｉｎ合金 使用量： ０．６ Ｑ／ｌｘ９かく して形成された盛金金属層の１／４回転部及び３／４回
転部に於ける鉄含有量をＸ線マイクロアナライザを用い
て分析した。その結果を第７図に示す。尚この実施例の
盛金金属層６の幅方向中央部の厚さは０．３〜０．６１
１１Ｒであり、盛金金属層表面の硬さくＨＶｌｏｋ（＋
）は５２０〜５８０であり、盛金金属層表面の鉄含有量
は０．２〜１゜Ｑｗｔ％であった。
４回転）４５Ｗ／ＩＲＩＳ（１／４〜１／２１／２４１
Ｗ／＋ｎ＋＋＋ （，１／２〜３／４回転）３８Ｗ／１
ｍｍ（３／４〜４／４回転）走査速度： ３００ ｍ
ｍ／ｍｉｎ合金 使用量： ０．６ Ｑ／ｌｘ９かく して形成された盛金金属層の１／４回転部及び３／４回
転部に於ける鉄含有量をＸ線マイクロアナライザを用い
て分析した。その結果を第７図に示す。尚この実施例の
盛金金属層６の幅方向中央部の厚さは０．３〜０．６１
１１Ｒであり、盛金金属層表面の硬さくＨＶｌｏｋ（＋
）は５２０〜５８０であり、盛金金属層表面の鉄含有量
は０．２〜１゜Ｑｗｔ％であった。
第７図より、界面６ａより０．１＋＋＋ｍの領域に於け
る鉄含有量は０．２〜１．０ｗｔ％であり、実施例１及
び２の何れよりも鉄含有量が低い値であると共に、鉄含
有量の周方向のばらつきも低減されていることが解る。
る鉄含有量は０．２〜１．０ｗｔ％であり、実施例１及
び２の何れよりも鉄含有量が低い値であると共に、鉄含
有量の周方向のばらつきも低減されていることが解る。
尚実施例１〜３のバルブ及び比較例としての盛金金属層
がガス盛金法により形成されたバルブ（盛金金属層と母
材との界面より０．１ｎｍの領域に於ける盛金金属層中
の鉄含有１１５ｗｔ％）について、総排気ｆｆ１１６０
０ｃｃの４気筒４サイクルガソリンエンジンを用いて、
下記の表３に示された試験条件にて実機による耐久試験
を行い、バルブフェース部の摩耗量（摩耗深さμ）を測
定した。
がガス盛金法により形成されたバルブ（盛金金属層と母
材との界面より０．１ｎｍの領域に於ける盛金金属層中
の鉄含有１１５ｗｔ％）について、総排気ｆｆ１１６０
０ｃｃの４気筒４サイクルガソリンエンジンを用いて、
下記の表３に示された試験条件にて実機による耐久試験
を行い、バルブフェース部の摩耗量（摩耗深さμ）を測
定した。
その結果を第８図に示す。
表 ３
燃料：有鉛ガソリン
耐久時間： ２００時間
運転条件： フルロード
第８図より各実施例のバルブのバルブフェース部の耐摩
耗性は比較例のバルブに比して遥かに優れており、特に
実施例３のバルブのバルブフェース部が最も高温耐摩耗
性に優れていることが解る。
耗性は比較例のバルブに比して遥かに優れており、特に
実施例３のバルブのバルブフェース部が最も高温耐摩耗
性に優れていることが解る。
以上に於ては本発明を幾つかの実施例について詳細に説
明したが、本発明はこれらの実施例に限定されるもので
はなく、本発明の範囲内にて他の種々の実施例が可能で
あることは当業者にとって明らかであろう。
明したが、本発明はこれらの実施例に限定されるもので
はなく、本発明の範囲内にて他の種々の実施例が可能で
あることは当業者にとって明らかであろう。
第１図は本発明による内燃機関用バルブの一つの実施例
を示す正面図、第２図は第１図に示された実施例の要部
を一部破断して示す拡大部分図、第３図はレーザを熱源
として行われる盛金の要領を示す尊属、第４図は第３図
に示された盛金により形成された盛金金属層を示す尊属
、第５図乃至第７図はそれぞれ実施例１〜３のバルブの
盛金金属層中の鉄含有量を盛金金属層と母材との界面よ
りの距離を横軸にとって示すグラフ、第８図は実施例１
〜３のバルブ及びガス盛金法により製造された従来のバ
ルブについて実機を用いて行われた耐久試験の結果〈バ
ルブフェース部の摩耗深さ〉を示すグラフ、第９図はス
テライト合金よりなる盛金金属層中の鉄含有量と盛金金
属層の硬ざ（Ｈｖｌｏｋ（１）との関係を示すグラフ、
第１０図は盛金金属層中の鉄含有量とバルブフェース部
の摩耗量（摩耗深さμ）との関係を示すグラフ、第１１
図はガス盛金法により形成された盛金金属層中の鉄含有
量を盛金金属層と母材との界面よりの距離を横軸にとっ
て示すグラフ、第１２図はＴＩＧアークを熱源として行
われた盛金により形成された盛金金属層中の鉄含有量を
盛金金属層と母材との界面よりの距離を横軸にとって示
すグラフ、第１３図はプラズマを熱源として行われた盛
金により形成された盛金金属層中の鉄含有量を盛金金属
層と母材との界面よりの距離を横軸にとって示すグラフ
である。 １・・・内燃機関用バルブ、２・・・傘部、３・・・軸
線。 ４・・・ステム、５・・・バルブフェース、６・・・盛
金金属層、５ａ・・・界面、７・・・軸線、８・・・凹
状面、９・・・バルブ粗材、１０・・・ステライト合金
粉末、１１・・・粉末供給ホッパ、１２・・・レーザガ
ン、１３・・・粉末送給管、１４・・・ステライト合金
粉末層、１５・・・レーザ、１６・・・盛金金属層、１
７・・・表面、１８・・・傘表第１図 第４図 第 ５ 図 界面よりの距離＋ｍｍｌ 第 ６ 図 界面よりの距離（ｍｍｌ 第 ７ 図 界面よりの距離＋ｍｍｌ 第 ９ 図 盛金金属中への鉄の溶込みｉ（ｗｔ％）第１０ 図 盛金金属中への鉄の溶込み量（ｗｔ′／））第１３
図 界面よりの距離（ｍｍ ） 謳［相］憚＠ 訴 握匂憚＠七
を示す正面図、第２図は第１図に示された実施例の要部
を一部破断して示す拡大部分図、第３図はレーザを熱源
として行われる盛金の要領を示す尊属、第４図は第３図
に示された盛金により形成された盛金金属層を示す尊属
、第５図乃至第７図はそれぞれ実施例１〜３のバルブの
盛金金属層中の鉄含有量を盛金金属層と母材との界面よ
りの距離を横軸にとって示すグラフ、第８図は実施例１
〜３のバルブ及びガス盛金法により製造された従来のバ
ルブについて実機を用いて行われた耐久試験の結果〈バ
ルブフェース部の摩耗深さ〉を示すグラフ、第９図はス
テライト合金よりなる盛金金属層中の鉄含有量と盛金金
属層の硬ざ（Ｈｖｌｏｋ（１）との関係を示すグラフ、
第１０図は盛金金属層中の鉄含有量とバルブフェース部
の摩耗量（摩耗深さμ）との関係を示すグラフ、第１１
図はガス盛金法により形成された盛金金属層中の鉄含有
量を盛金金属層と母材との界面よりの距離を横軸にとっ
て示すグラフ、第１２図はＴＩＧアークを熱源として行
われた盛金により形成された盛金金属層中の鉄含有量を
盛金金属層と母材との界面よりの距離を横軸にとって示
すグラフ、第１３図はプラズマを熱源として行われた盛
金により形成された盛金金属層中の鉄含有量を盛金金属
層と母材との界面よりの距離を横軸にとって示すグラフ
である。 １・・・内燃機関用バルブ、２・・・傘部、３・・・軸
線。 ４・・・ステム、５・・・バルブフェース、６・・・盛
金金属層、５ａ・・・界面、７・・・軸線、８・・・凹
状面、９・・・バルブ粗材、１０・・・ステライト合金
粉末、１１・・・粉末供給ホッパ、１２・・・レーザガ
ン、１３・・・粉末送給管、１４・・・ステライト合金
粉末層、１５・・・レーザ、１６・・・盛金金属層、１
７・・・表面、１８・・・傘表第１図 第４図 第 ５ 図 界面よりの距離＋ｍｍｌ 第 ６ 図 界面よりの距離（ｍｍｌ 第 ７ 図 界面よりの距離＋ｍｍｌ 第 ９ 図 盛金金属中への鉄の溶込みｉ（ｗｔ％）第１０ 図 盛金金属中への鉄の溶込み量（ｗｔ′／））第１３
図 界面よりの距離（ｍｍ ） 謳［相］憚＠ 訴 握匂憚＠七
Claims (5)
- （１）シリンダヘッドのバルブシートと断続的に衝当す
るバルブフェースを有し、該バルブフェースは盛金金属
層により郭定されており、前記盛金金属層はバルブ粗材
のバルブフェースに対応する表面にレーザを熱源として
盛金金属を溶着することにより形成されており、前記盛
金金属層と母材との界面より０．１ｍｍの領域に於ける
前記盛金金属層中の母材の主要な金属元素の溶け込み量
が１．２ｗｔ％以下である内燃機関用バルブ。 - （２）特許請求の範囲第１項の内燃機関用バルブに於て
、前記溶け込み量は０．２〜１．２ｗｔ％であることを
特徴とする内燃機関用バルブ。 - （３）特許請求の範囲第１項又は第２項の内燃機関用バ
ルブに於て、前記盛金金属層の厚さは０．１〜０．７ｍ
ｍであることを特徴とする内燃機関用バルブ。 - （４）特許請求の範囲第１項乃至第３項の何れかの内燃
機関用バルブに於て、前記母材は耐熱鋼であり、前記主
要な金属元素は鉄であることを特徴とする内燃機関用バ
ルブ。 - （５）特許請求の範囲第１項乃至第４項の何れかの内燃
機関用バルブに於て、前記バルブフェースに於ける前記
主要な金属元素の溶け込み量は０．２〜１．０ｗｔ％で
あることを特徴とする内燃機関用バルブ。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP60138199A JPS61296979A (ja) | 1985-06-25 | 1985-06-25 | 内燃機関用バルブ |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP60138199A JPS61296979A (ja) | 1985-06-25 | 1985-06-25 | 内燃機関用バルブ |
Publications (1)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS61296979A true JPS61296979A (ja) | 1986-12-27 |
Family
ID=15216395
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP60138199A Pending JPS61296979A (ja) | 1985-06-25 | 1985-06-25 | 内燃機関用バルブ |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS61296979A (ja) |
Cited By (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP0759500A1 (en) | 1995-08-08 | 1997-02-26 | Fuji Oozx Inc. | Internal combustion engine valve |
| KR20020084491A (ko) * | 2001-05-02 | 2002-11-09 | 현대자동차주식회사 | 차량 엔진용 밸브 |
| JP2019217516A (ja) * | 2018-06-15 | 2019-12-26 | 株式会社丸和技研 | 硬化肉盛の形成方法および、耐摩耗材、産業機器 |
| EP3909705A4 (en) * | 2019-01-08 | 2022-08-24 | Hitachi-Ge Nuclear Energy, Ltd. | FLUID CONTACT ELEMENT AND METHOD OF MAKING A FLUID CONTACT ELEMENT |
-
1985
- 1985-06-25 JP JP60138199A patent/JPS61296979A/ja active Pending
Cited By (6)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| EP0759500A1 (en) | 1995-08-08 | 1997-02-26 | Fuji Oozx Inc. | Internal combustion engine valve |
| US5611306A (en) * | 1995-08-08 | 1997-03-18 | Fuji Oozx Inc. | Internal combustion engine valve |
| KR20020084491A (ko) * | 2001-05-02 | 2002-11-09 | 현대자동차주식회사 | 차량 엔진용 밸브 |
| JP2019217516A (ja) * | 2018-06-15 | 2019-12-26 | 株式会社丸和技研 | 硬化肉盛の形成方法および、耐摩耗材、産業機器 |
| EP3909705A4 (en) * | 2019-01-08 | 2022-08-24 | Hitachi-Ge Nuclear Energy, Ltd. | FLUID CONTACT ELEMENT AND METHOD OF MAKING A FLUID CONTACT ELEMENT |
| US11946554B2 (en) | 2019-01-08 | 2024-04-02 | Hitachi-Ge Nuclear Energy, Ltd. | Fluid contact member and method of manufacturing fluid contact member |
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