JPWO2014136535A1 - Air-cooled single-cylinder internal combustion engine, straddle-type vehicle, and air-cooled single-cylinder internal combustion engine manufacturing method - Google Patents
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Abstract
空冷式単気筒内燃機関のシリンダヘッド本体(100)は、アルミニウム合金からダイカスト鋳造により一体的に成形されており、アルミニウム合金は、8.0wt%以上12.0wt%以下のSi、0.5wt%以下のCu、0.002wt%以上0.02wt%以下のSr、0.2wt%以上0.5wt%以下のMg、0.5wt%以上1.0wt%以下のFeおよび0.3wt%以上0.6wt%以下のMnを含む。シリンダヘッド本体(100)の100℃における熱伝導率は、145W/(m・K)以上であり、シリンダヘッド本体(100)の常温におけるロックウェル硬さは、70HRF以上90HRF以下である。The cylinder head body (100) of the air-cooled single cylinder internal combustion engine is integrally formed from an aluminum alloy by die casting, and the aluminum alloy is 8.0 wt% or more and 12.0 wt% or less of Si, 0.5 wt%. Cu, 0.002 wt% to 0.02 wt% Sr, 0.2 wt% to 0.5 wt% Mg, 0.5 wt% to 1.0 wt% Fe, and 0.3 wt% to 0. 6% by weight or less of Mn is included. The thermal conductivity at 100 ° C. of the cylinder head body (100) is 145 W / (m · K) or more, and the Rockwell hardness of the cylinder head body (100) at room temperature is 70 HRF or more and 90 HRF or less.
Description
本発明は、内燃機関に関し、特に、空冷式単気筒内燃機関に関する。また、本発明は、空冷式単気筒内燃機関を備えた鞍乗型車両や、空冷式単気筒内燃機関の製造方法にも関する。 The present invention relates to an internal combustion engine, and more particularly to an air-cooled single cylinder internal combustion engine. The present invention also relates to a straddle-type vehicle equipped with an air-cooled single cylinder internal combustion engine and a method for manufacturing an air-cooled single cylinder internal combustion engine.
近年、燃費の向上のため、内燃機関をより高い圧縮比で運転したいという要望が強まっている。圧縮比を高くする場合、シリンダヘッドは、高温強度や熱疲労強度に優れていることが要求される。 In recent years, in order to improve fuel consumption, there is an increasing demand for operating an internal combustion engine at a higher compression ratio. When the compression ratio is increased, the cylinder head is required to be excellent in high temperature strength and thermal fatigue strength.
特許文献1は、高サイクル疲労強度および熱疲労強度に優れたシリンダヘッド用アルミニウム合金を開示している。特許文献1では、アルミニウム合金のCu含有量を多くすることによって、機械的性質を向上させている。また、高温強度に優れたアルミニウム合金として、AC4BなどのAl−Si−Cu系合金が一般に知られている。 Patent Document 1 discloses an aluminum alloy for a cylinder head that is excellent in high cycle fatigue strength and thermal fatigue strength. In Patent Document 1, mechanical properties are improved by increasing the Cu content of the aluminum alloy. In addition, Al—Si—Cu based alloys such as AC4B are generally known as aluminum alloys having excellent high temperature strength.
このように、高温強度を向上させるためには、アルミニウム合金のCu含有量を増加させることが有効であると考えられる。 Thus, in order to improve the high temperature strength, it is considered effective to increase the Cu content of the aluminum alloy.
一方、内燃機関の冷却方式として、空冷式と水冷式とが知られており、空冷式内燃機関用のシリンダヘッドには、冷却性を確保するために冷却フィンや冷却風通路(風穴)が設けられる。冷却風通路などを有するシリンダヘッドは、一般的には、中子を用いた低圧鋳造や重力鋳造により成形される。 On the other hand, air cooling type and water cooling type are known as cooling methods for internal combustion engines, and cylinder heads for air cooling type internal combustion engines are provided with cooling fins and cooling air passages (air holes) to ensure cooling performance. It is done. A cylinder head having a cooling air passage or the like is generally formed by low pressure casting or gravity casting using a core.
空冷式内燃機関用のシリンダヘッドについても、高温強度を向上させるためにアルミニウム合金のCu含有量を増加させることが考えられる。しかしながら、その場合、空冷式内燃機関用のシリンダヘッドには高い冷却性が求められているにもかかわらず、Cu含有量の増加に伴って熱伝導率が低下してしまう。 For cylinder heads for air-cooled internal combustion engines, it is conceivable to increase the Cu content of the aluminum alloy in order to improve the high temperature strength. However, in this case, although the cylinder head for the air-cooled internal combustion engine is required to have high cooling performance, the thermal conductivity decreases with an increase in the Cu content.
本発明は、上記問題に鑑みてなされたものであり、その目的は、高い圧縮比での運転が可能で燃費に優れた空冷式単気筒内燃機関を提供することにある。 The present invention has been made in view of the above problems, and an object of the present invention is to provide an air-cooled single-cylinder internal combustion engine that can be operated at a high compression ratio and has excellent fuel efficiency.
本発明による空冷式単気筒内燃機関は、複数の冷却フィンと、カム室を規定するカム室壁と、燃焼室を規定する燃焼室壁と、前記燃焼室への吸気を行うための吸気通路と、前記燃焼室からの排気を行うための排気通路と、前記カム室壁および前記燃焼室壁の間に冷却風を通すための冷却風通路と、を有するシリンダヘッド本体を備え、前記シリンダヘッド本体は、アルミニウム合金からダイカスト鋳造により一体的に成形されており、前記アルミニウム合金は、8.0wt%以上12.0wt%以下のSi、0.5wt%以下のCu、0.002wt%以上0.02wt%以下のSr、0.2wt%以上0.5wt%以下のMg、0.5wt%以上1.0wt%以下のFeおよび0.3wt%以上0.6wt%以下のMnを含み、前記シリンダヘッド本体の100℃における熱伝導率は、145W/(m・K)以上であり、前記シリンダヘッド本体の常温におけるロックウェル硬さは、70HRF以上90HRF以下である。 An air-cooled single cylinder internal combustion engine according to the present invention includes a plurality of cooling fins, a cam chamber wall that defines a cam chamber, a combustion chamber wall that defines a combustion chamber, and an intake passage for performing intake to the combustion chamber. A cylinder head body having an exhaust passage for exhausting air from the combustion chamber, and a cooling air passage for passing cooling air between the cam chamber wall and the combustion chamber wall, Is integrally formed from an aluminum alloy by die casting, and the aluminum alloy is 8.0 wt% or more and 12.0 wt% or less of Si, 0.5 wt% or less of Cu, 0.002 wt% or more and 0.02 wt%. % Sr, 0.2 wt% or more and 0.5 wt% or less Mg, 0.5 wt% or more and 1.0 wt% or less Fe, and 0.3 wt% or more and 0.6 wt% or less Mn, Thermal conductivity at 100 ° C. of the head body is a 145W / (m · K) or more, Rockwell hardness at room temperature of the cylinder head body is more 70HRF 90HRF less.
ある実施形態において、前記複数の冷却フィンのそれぞれの先端部は、1.0mm以上2.5mm以下の厚さを有し、前記複数の冷却フィンは、7.5mm以下のピッチで配置されている。 In one embodiment, the tip portions of the plurality of cooling fins have a thickness of 1.0 mm to 2.5 mm, and the plurality of cooling fins are arranged at a pitch of 7.5 mm or less. .
ある実施形態において、前記複数の冷却フィンのそれぞれは、1.0°以上2.0°以下の抜き勾配を有する。 In one embodiment, each of the plurality of cooling fins has a draft angle of 1.0 ° to 2.0 °.
ある実施形態において、前記排気通路の内周面の表面粗さRzは、30μm以下である。 In one embodiment, the surface roughness Rz of the inner peripheral surface of the exhaust passage is 30 μm or less.
ある実施形態において、前記複数の冷却フィンは、前記排気通路を規定する排気通路壁から延びる冷却フィンを含む。 In one embodiment, the plurality of cooling fins include cooling fins extending from an exhaust passage wall that defines the exhaust passage.
ある実施形態において、前記シリンダヘッド本体は、カムチェーンを収容するカムチェーン室をさらに有し、シリンダ軸線方向から見たとき、前記排気通路は、入口側から出口側に向かうにつれて前記カムチェーン室から遠ざかるように延びており、且つ、前記排気通路の軸線が直線状となるように形成されている。 In one embodiment, the cylinder head body further includes a cam chain chamber that houses a cam chain, and when viewed from the cylinder axial direction, the exhaust passage extends from the cam chain chamber toward the outlet side from the inlet side. The exhaust passage extends so that the axis of the exhaust passage is linear.
ある実施形態において、前記シリンダヘッド本体は、それぞれにヘッドボルトが挿通される複数のボルト孔をさらに有し、前記複数のボルト孔のうちの1つのボルト孔は、前記排気通路と前記カムチェーン室との間に設けられており、前記冷却風通路の一部は、前記1つのボルト孔と、前記排気通路との間に位置している。 In one embodiment, the cylinder head body further includes a plurality of bolt holes into which head bolts are inserted, and one bolt hole of the plurality of bolt holes is formed between the exhaust passage and the cam chain chamber. A part of the cooling air passage is located between the one bolt hole and the exhaust passage.
ある実施形態において、前記複数の冷却フィンは、前記燃焼室壁の頂部に対して前記燃焼室側に位置する冷却フィンの面積の合計が、前記燃焼室壁の頂部に対して前記燃焼室とは反対側に位置する冷却フィンの面積の合計よりも大きくなるように設けられている。 In one embodiment, the plurality of cooling fins has a total area of cooling fins located on the combustion chamber side with respect to the top of the combustion chamber wall, and It is provided to be larger than the total area of the cooling fins located on the opposite side.
ある実施形態において、前記複数の冷却フィンは、シリンダ軸線に対して前記カムチェーン室とは反対側から見たとき、前記燃焼室壁の頂部に対して前記燃焼室側に位置する冷却フィンのシリンダ軸線側の端部が、前記燃焼室壁の頂部に対して前記燃焼室とは反対側に位置する冷却フィンのシリンダ軸線側の端部よりも、シリンダ軸線の近くに位置するように設けられている。 In one embodiment, the plurality of cooling fins are cylinders of cooling fins located on the combustion chamber side with respect to the top of the combustion chamber wall when viewed from a side opposite to the cam chain chamber with respect to a cylinder axis. The end on the axial line side is provided so as to be located closer to the cylinder axis than the end on the cylinder axial side of the cooling fin located on the opposite side of the combustion chamber wall with respect to the top of the combustion chamber wall. Yes.
ある実施形態において、前記冷却風通路の一部は、前記排気通路を規定する排気通路壁であって、前記カム室壁と鋭角をなすように交差する排気通路壁により規定されている。 In one embodiment, a part of the cooling air passage is an exhaust passage wall that defines the exhaust passage, and is defined by an exhaust passage wall that intersects the cam chamber wall at an acute angle.
ある実施形態において、前記カム室壁は、1.5mm以上2.5mm以下の厚さを有する。 In one embodiment, the cam chamber wall has a thickness of 1.5 mm or more and 2.5 mm or less.
ある実施形態において、前記シリンダヘッド本体は、前記冷却風通路内に設けられ、前記燃焼室壁と前記カム室壁とを連結するリブをさらに有する。 In one embodiment, the cylinder head main body further includes a rib provided in the cooling air passage and connecting the combustion chamber wall and the cam chamber wall.
ある実施形態において、前記リブは、前記冷却風通路を規定する冷却風通路壁に沿って形成されている。 In one embodiment, the rib is formed along a cooling air passage wall that defines the cooling air passage.
ある実施形態において、前記排気通路の軸線に直交する面に沿った、前記排気通路の断面形状の真円度は、前記排気通路の出口の形状の真円度よりも低い。 In one embodiment, the roundness of the cross-sectional shape of the exhaust passage along a plane orthogonal to the axis of the exhaust passage is lower than the roundness of the shape of the outlet of the exhaust passage.
ある実施形態において、前記排気通路の軸線に直交する面に沿った、前記排気通路の断面形状は略楕円であり、前記排気通路の出口の形状は略真円である。 In a certain embodiment, the cross-sectional shape of the said exhaust passage along the surface orthogonal to the axis line of the said exhaust passage is a substantially ellipse, and the shape of the exit of the said exhaust passage is a substantially perfect circle.
本発明による鞍乗型車両は、上記構成を有する空冷式単気筒内燃機関を備える。 A straddle-type vehicle according to the present invention includes an air-cooled single cylinder internal combustion engine having the above-described configuration.
本発明による空冷式単気筒内燃機関の製造方法は、8.0wt%以上12.0wt%以下のSi、0.5wt%以下のCu、0.002wt%以上0.02wt%以下のSr、0.2wt%以上0.5wt%以下のMg、0.5wt%以上1.0wt%以下のFeおよび0.3wt%以上0.6wt%以下のMnを含むアルミニウム合金を用意する第1の工程と、複数の冷却フィンと、カム室を規定するカム室壁と、燃焼室を規定する燃焼室壁と、前記燃焼室への吸気を行うための吸気通路と、前記燃焼室からの排気を行うための排気通路と、前記カム室壁および前記燃焼室壁の間に冷却風を通すための冷却風通路とを有するシリンダヘッド本体を、前記アルミニウム合金からダイカスト鋳造により一体的に成形する第2の工程と、前記第2の工程の後に、前記シリンダヘッド本体を水冷し、その後、前記シリンダヘッド本体に240℃以上260℃以下の温度で1時間以上3時間以下の熱処理を行う第3の工程と、を包含する。 The manufacturing method of the air-cooled single cylinder internal combustion engine according to the present invention includes 8.0 wt% or more and 12.0 wt% or less of Si, 0.5 wt% or less of Cu, 0.002 wt% or more and 0.02 wt% or less of Sr, 0.002 wt% or less. A first step of preparing an aluminum alloy containing Mg of 2 wt% or more and 0.5 wt% or less, Fe of 0.5 wt% or more and 1.0 wt% or less, and Mn of 0.3 wt% or more and 0.6 wt% or less; Cooling fins, a cam chamber wall defining a cam chamber, a combustion chamber wall defining a combustion chamber, an intake passage for performing intake to the combustion chamber, and an exhaust for exhausting from the combustion chamber A second step of integrally forming a cylinder head body having a passage and a cooling air passage for passing cooling air between the cam chamber wall and the combustion chamber wall from the aluminum alloy by die casting; The second After step, water-cooling the cylinder head body includes Thereafter, a third step of performing heat treatment of the following 3 hours or more for 1 hour at 240 ° C. exceeding 260 ℃ temperature below the cylinder head body.
本発明による空冷式単気筒内燃機関では、シリンダヘッド本体は、アルミニウム合金からダイカスト鋳造により一体的に成形されており、そのアルミニウム合金は、8.0wt%以上12.0wt%以下のSi、0.5wt%以下のCu、0.002wt%以上0.02wt%以下のSr、0.2wt%以上0.5wt%以下のMg、0.5wt%以上1.0wt%以下のFeおよび0.3wt%以上0.6wt%以下のMnを含む。シリンダヘッド本体がこのようなアルミニウム合金から形成されていることにより、下記(1)〜(7)に説明するように、鋳造性、冷却性、常温強度、高温強度、常温疲労強度、熱サイクル疲労強度、機械加工性および寸法安定性のすべてに優れたシリンダヘッド本体が得られる。 In the air-cooled single-cylinder internal combustion engine according to the present invention, the cylinder head body is integrally formed from an aluminum alloy by die casting, and the aluminum alloy contains 8.0 wt% or more and 12.0 wt% or less of Si, 0.02 wt% or less. 5 wt% or less Cu, 0.002 wt% or more and 0.02 wt% or less Sr, 0.2 wt% or more and 0.5 wt% or less Mg, 0.5 wt% or more and 1.0 wt% or less Fe and 0.3 wt% or more It contains 0.6 wt% or less of Mn. By forming the cylinder head body from such an aluminum alloy, as described in (1) to (7) below, castability, cooling performance, normal temperature strength, high temperature strength, normal temperature fatigue strength, thermal cycle fatigue A cylinder head body excellent in all of strength, machinability and dimensional stability can be obtained.
(1)鋳造性:Si含有量を8.0wt%以上、Mg含有量を0.5wt%以下、且つ、Fe含有量を0.5wt%以上とすることにより、十分な鋳造性を確保することができる。そのため、冷却フィンおよび冷却風通路を有するような比較的複雑な形状のシリンダヘッド本体(つまり空冷式単気筒内燃機関用のシリンダヘッド本体)をダイカスト鋳造により好適に成形することができる。 (1) Castability: Ensuring sufficient castability by setting the Si content to 8.0 wt% or more, the Mg content to 0.5 wt% or less, and the Fe content to 0.5 wt% or more. Can do. Therefore, a cylinder head body having a relatively complicated shape having cooling fins and cooling air passages (that is, a cylinder head body for an air-cooled single cylinder internal combustion engine) can be suitably formed by die casting.
(2)冷却性:Si含有量を12.0wt%以下、Cu含有量を0.5wt%以下、且つ、Sr含有量を0.02wt%以下とすることにより、十分な熱伝導率を確保して冷却性を向上させることができる。なお、冷却性の向上の点からは、シリンダヘッド本体を鋳造後に水冷し、その後、シリンダヘッド本体に240℃以上の温度で1時間以上の熱処理を行うことが好ましい。 (2) Coolability: Sufficient thermal conductivity is ensured by setting the Si content to 12.0 wt% or less, the Cu content to 0.5 wt% or less, and the Sr content to 0.02 wt% or less. Cooling performance can be improved. From the viewpoint of improving the cooling performance, it is preferable to cool the cylinder head body with water after casting, and then heat-treat the cylinder head body at a temperature of 240 ° C. or higher for 1 hour or longer.
(3)常温強度:Mg含有量を0.2wt%以上とすることにより、十分な常温強度を確保してボルト用ボスの座面やカムチェーン室の変形を防止することができる。なお、常温強度の確保の観点からは、シリンダヘッド本体への熱処理(鋳造・水冷後の熱処理)の温度および時間は、260℃以下および3時間以下であることが好ましい。 (3) Normal temperature strength: By setting the Mg content to 0.2 wt% or more, sufficient normal temperature strength can be secured and deformation of the seating surface of the bolt boss and the cam chain chamber can be prevented. In addition, from the viewpoint of securing the normal temperature strength, the temperature and time of the heat treatment (heat treatment after casting and water cooling) to the cylinder head body are preferably 260 ° C. or less and 3 hours or less.
(4)高温強度:Si含有量を8.0wt%以上、且つ、Mg含有量を0.2wt%以上とすることにより、シリンダヘッドに要求される高温強度を確保することができる。 (4) High temperature strength: By setting the Si content to 8.0 wt% or more and the Mg content to 0.2 wt% or more, the high temperature strength required for the cylinder head can be ensured.
(5)常温疲労強度:Mg含有量を0.2wt%以上、且つ、Mn含有量をFe含有量の1/2以上とすることにより、シリンダヘッドに必要な常温疲労強度を確保できる。 (5) Normal temperature fatigue strength: The normal temperature fatigue strength required for the cylinder head can be ensured by setting the Mg content to 0.2 wt% or more and the Mn content to 1/2 or more of the Fe content.
(6)熱サイクル疲労強度:Si含有量を12.0wt%以下、Sr含有量を0.002wt%以上、Fe含有量を1.0wt%以下、且つ、Mn含有量を0.3wt%以上とすることにより、十分な熱疲労強度を確保して高圧縮比での運転を行うことが可能になる。 (6) Thermal cycle fatigue strength: Si content is 12.0 wt% or less, Sr content is 0.002 wt% or more, Fe content is 1.0 wt% or less, and Mn content is 0.3 wt% or more. By doing so, it is possible to ensure sufficient thermal fatigue strength and to operate at a high compression ratio.
(7)機械加工性および寸法安定性:Si含有量を12.0wt%以下、且つ、Mn含有量を0.6wt%以下とすることによって、燃焼室壁のような厚肉部についても十分な機械加工性と寸法安定性を確保することができ、鋳造後のポート加工を可能にして内燃機関の性能を向上させることができる。なお、寸法安定性の確保の観点からは、シリンダヘッド本体への熱処理(鋳造・水冷後の熱処理)の温度および時間は、240℃以上および1時間以上であることが好ましい。 (7) Machinability and dimensional stability: By setting the Si content to 12.0 wt% or less and the Mn content to 0.6 wt% or less, it is sufficient for a thick portion such as a combustion chamber wall. Machinability and dimensional stability can be ensured, and port processing after casting can be performed to improve the performance of the internal combustion engine. From the viewpoint of ensuring dimensional stability, the temperature and time of the heat treatment (heat treatment after casting and water cooling) to the cylinder head body are preferably 240 ° C. or more and 1 hour or more.
また、本発明による空冷式単気筒内燃機関では、シリンダヘッド本体の100℃における熱伝導率は、145W/(m・K)以上である。シリンダヘッド本体の100℃における熱伝導率が145W/(m・K)以上であることにより、シリンダヘッド本体の冷却性を十分に向上させることができる。 In the air-cooled single cylinder internal combustion engine according to the present invention, the thermal conductivity of the cylinder head body at 100 ° C. is 145 W / (m · K) or more. When the thermal conductivity of the cylinder head body at 100 ° C. is 145 W / (m · K) or more, the cooling performance of the cylinder head body can be sufficiently improved.
さらに、本発明による空冷式単気筒内燃機関では、シリンダヘッド本体の常温におけるロックウェル硬さは、70HRF以上90HRF以下である。シリンダヘッド本体の常温におけるロックウェル硬さが70HRF未満である場合、シリンダヘッド本体に必要な強度を確保できないことがある。また、シリンダヘッド本体の常温におけるロックウェル硬さが90HRFを超える場合、金属間化合物が高密度に微細析出した状態であり、所望の熱伝導率が得られない。 Furthermore, in the air-cooled single-cylinder internal combustion engine according to the present invention, the Rockwell hardness of the cylinder head body at normal temperature is not less than 70 HRF and not more than 90 HRF. When the Rockwell hardness of the cylinder head body at normal temperature is less than 70 HRF, the strength required for the cylinder head body may not be ensured. Further, when the Rockwell hardness of the cylinder head body at room temperature exceeds 90 HRF, the intermetallic compound is finely precipitated at a high density, and a desired thermal conductivity cannot be obtained.
このように、本発明によると、鋳造性、冷却性、常温強度、高温強度、常温疲労強度、熱サイクル疲労強度、機械加工性および寸法加工性のすべてに優れたシリンダヘッド本体が得られる。そのため、高い圧縮比での運転が可能で燃費に優れた空冷式単気筒内燃機関を実現することができる。 Thus, according to the present invention, a cylinder head body excellent in all of castability, cooling performance, normal temperature strength, high temperature strength, normal temperature fatigue strength, thermal cycle fatigue strength, machining workability and dimensional workability can be obtained. Therefore, an air-cooled single cylinder internal combustion engine that can be operated at a high compression ratio and has excellent fuel efficiency can be realized.
また、本発明による空冷式単気筒内燃機関では、シリンダヘッド本体がダイカスト鋳造により成形されるので、冷却フィンの肉厚とピッチとを小さくすることができ、冷却性を向上させることができる。具体的には、各冷却フィンの先端部の厚さを1.0mm以上2.5mm以下とし、複数の冷却フィンを7.5mm以下のピッチで配置することができ、このことによって冷却性を向上させることができる。 In the air-cooled single-cylinder internal combustion engine according to the present invention, the cylinder head body is formed by die casting, so that the thickness and pitch of the cooling fins can be reduced, and the cooling performance can be improved. Specifically, the thickness of the tip of each cooling fin is 1.0 mm to 2.5 mm, and a plurality of cooling fins can be arranged at a pitch of 7.5 mm or less, which improves the cooling performance. Can be made.
複数の冷却フィンのそれぞれは、2.0°以下の抜き勾配を有することが好ましい。抜き勾配を2.0°以下と小さくすることにより、冷却フィンの根元部における間隔を大きくすることができるので、冷却性をさらに向上させることができる。ただし、離型を容易にする観点からは、複数の冷却フィンのそれぞれの抜き勾配は、1.0°以上であることが好ましい。 Each of the plurality of cooling fins preferably has a draft of 2.0 ° or less. By reducing the draft angle to 2.0 ° or less, the interval at the root portion of the cooling fin can be increased, and thus the cooling performance can be further improved. However, from the viewpoint of facilitating mold release, the draft of each of the plurality of cooling fins is preferably 1.0 ° or more.
中子を用いることなく金型によって排気通路を形成すると、排気通路の内周面の表面粗さを、中子を使う場合に比べて小さくすることができる。より具体的には、排気通路の内周面の表面粗さRz(最大高さ)を、30μm以下にすることができ、排気抵抗を低減して内燃機関の出力を向上させることができる。 If the exhaust passage is formed by a mold without using the core, the surface roughness of the inner peripheral surface of the exhaust passage can be reduced as compared with the case where the core is used. More specifically, the surface roughness Rz (maximum height) of the inner peripheral surface of the exhaust passage can be made 30 μm or less, and the exhaust resistance can be reduced to improve the output of the internal combustion engine.
典型的には、複数の冷却フィンは、排気通路を規定する排気通路壁から延びる冷却フィンを含んでいる。排気通路は、シリンダヘッド本体の中でも高温となり易い箇所であるので、冷却フィンが排気通路壁から延びていることにより、冷却効率を向上させることができる。 Typically, the plurality of cooling fins include cooling fins extending from an exhaust passage wall defining an exhaust passage. Since the exhaust passage is a portion that is likely to be hot in the cylinder head body, the cooling efficiency can be improved by extending the cooling fin from the exhaust passage wall.
シリンダヘッド本体の排気通路が、入口側から出口側に向かうにつれてカムチェーン室から遠ざかるように延びていると、排気通路の出口とカムチェーン室との間の空間を広げることができる。従って、冷却風通路の断面積を十分に大きく確保しやすい。そのため、いっそう高い冷却性能を実現することができる。また、シリンダヘッド本体の排気通路が、その軸線が直線状となるように形成されていると、排気抵抗を低減し、いっそう効率の良い燃焼が可能となる。さらに、ダイカスト鋳造によってシリンダヘッド本体を成形する際に、最終形状の排気通路を金型により形成することができるので、排気通路の形状を後加工により仕上げたり、形状変更したりする必要がない。 If the exhaust passage of the cylinder head main body extends away from the cam chain chamber as it goes from the inlet side to the outlet side, the space between the outlet of the exhaust passage and the cam chain chamber can be expanded. Therefore, it is easy to ensure a sufficiently large cross-sectional area of the cooling air passage. Therefore, higher cooling performance can be realized. Further, if the exhaust passage of the cylinder head body is formed so that the axis thereof is linear, the exhaust resistance is reduced and more efficient combustion is possible. Furthermore, when the cylinder head body is formed by die casting, the final exhaust passage can be formed by a mold, so that it is not necessary to finish or change the shape of the exhaust passage by post-processing.
ヘッドボルトが挿通されるボルト孔が、排気通路とカムチェーン室との間に設けられていると、排気通路とカムチェーン室との間よりも狭い空間(つまりボルト孔と排気通路との間の空間)内に、冷却風通路の一部を位置させる(配置する)必要がある。しかしながら、上述したように、排気通路が、入口側から出口側に向かうにつれてカムチェーン室から遠ざかるように延びていることにより、ボルト孔と排気通路との間においても冷却風通路の断面積を十分に大きく確保することができる。 If the bolt hole into which the head bolt is inserted is provided between the exhaust passage and the cam chain chamber, the space is narrower than that between the exhaust passage and the cam chain chamber (that is, between the bolt hole and the exhaust passage). It is necessary to position (arrange) a part of the cooling air passage in the space. However, as described above, the exhaust passage extends away from the cam chain chamber from the inlet side toward the outlet side, so that the cross-sectional area of the cooling air passage is sufficient between the bolt hole and the exhaust passage. It can be secured greatly.
複数の冷却フィンは、燃焼室壁の頂部に対して燃焼室側に位置する冷却フィンの面積の合計が、燃焼室壁の頂部に対して燃焼室とは反対側に位置する冷却フィンの面積の合計よりも大きくなるように設けられていることが好ましい。内燃機関の運転中、シリンダヘッド本体のうち、燃焼室壁の頂上部に対して燃焼室側の領域は、燃焼室壁の頂上部に対して燃焼室とは反対側の領域よりも温度が高くなる。そのため、前者の領域に位置する冷却フィンの面積の合計が、後者の領域に位置する冷却フィンの面積の合計よりも大きいことにより、効率的に冷却性を向上させることができる。 In the plurality of cooling fins, the total area of the cooling fins located on the combustion chamber side with respect to the top of the combustion chamber wall is equal to the area of the cooling fins located on the opposite side of the combustion chamber with respect to the top of the combustion chamber wall. It is preferable to be provided so as to be larger than the total. During operation of the internal combustion engine, in the cylinder head body, the region on the combustion chamber side with respect to the top of the combustion chamber wall has a higher temperature than the region on the side opposite to the combustion chamber with respect to the top of the combustion chamber wall. Become. Therefore, since the total area of the cooling fins located in the former area is larger than the total area of the cooling fins located in the latter area, the cooling performance can be improved efficiently.
また、複数の冷却フィンは、シリンダ軸線に対してカムチェーン室とは反対側から見たとき、燃焼室壁の頂部に対して燃焼室側に位置する冷却フィンのシリンダ軸線側の端部が、燃焼室壁の頂部に対して燃焼室とは反対側に位置する冷却フィンのシリンダ軸線側の端部よりも、シリンダ軸線の近くに位置するように設けられていることが好ましい。燃焼室壁の頂上部に対して燃焼室側に位置する冷却フィンのシリンダ軸線側の端部が、燃焼室壁の頂上部に対して燃焼室とは反対側に位置する冷却フィンのシリンダ軸線側の端部よりも、シリンダ軸線の近くに位置することにより、つまり、後者の冷却フィンの端部を前者の冷却フィンの端部よりもシリンダ軸線から離すことにより、冷却風通路の断面積をより大きくすることができる。 Further, when viewed from the side opposite to the cam chain chamber with respect to the cylinder axis, the plurality of cooling fins have ends on the cylinder axis side of the cooling fins positioned on the combustion chamber side with respect to the top of the combustion chamber wall. It is preferable that the cooling fin located on the opposite side of the combustion chamber wall with respect to the top of the combustion chamber wall is located closer to the cylinder axis than the end on the cylinder axis side. The end of the cooling fin located on the combustion chamber side relative to the top of the combustion chamber wall is on the cylinder axis side of the cooling fin located on the opposite side of the combustion chamber from the top of the combustion chamber wall By positioning the end of the latter cooling fin away from the cylinder axis rather than the end of the former cooling fin, the cross-sectional area of the cooling air passage is further increased. Can be bigger.
冷却風通路の一部が、排気通路を規定する排気通路壁であって、カム室壁と鋭角をなすように交差する排気通路壁により規定されていると、以下のような利点が得られる。通常、冷却風通路の形状をダイカスト鋳造の際に金型で形成する場合、金型の、冷却風通路に対応する部分は、他の部分から突出した形状を有する。そのような突出した形状を有する部分の先端は、溶湯の熱によって高温になりやすい。特に、先端に角があると、金型のその部分が溶損してしまうことがある。そのため、一般的には、先端をその断面が円状になるように設計するが、冷却風通路の一部を、カム室壁と鋭角をなすように交差する排気通路壁で規定することにより、冷却風通路の断面積を大きくすることができる。この場合、カム室壁と排気通路壁とは、ともに肉厚が小さくてもよいので、溶損の問題を回避することができる。 If a part of the cooling air passage is an exhaust passage wall that defines the exhaust passage and is defined by the exhaust passage wall that intersects the cam chamber wall at an acute angle, the following advantages are obtained. Normally, when the shape of the cooling air passage is formed by a die during die casting, the portion of the die corresponding to the cooling air passage has a shape protruding from the other portion. The tip of the portion having such a protruding shape is likely to become high temperature due to the heat of the molten metal. In particular, if there is a corner at the tip, the part of the mold may be melted. Therefore, in general, the tip is designed to have a circular cross section, but by defining a part of the cooling air passage with an exhaust passage wall that intersects with the cam chamber wall at an acute angle, The cross-sectional area of the cooling air passage can be increased. In this case, since both the cam chamber wall and the exhaust passage wall may be small in thickness, the problem of melting damage can be avoided.
カム室壁は、2.5mm以下の厚さを有することが好ましい。カム室壁の厚さが2.5mm以下であることにより、金型の角の溶損をいっそう確実に防止することができる。ただし、カム室壁の厚さが1.5mm未満であると、カム室に要求される耐圧強度が十分に得られず、歪みにより発生する変形応力に対する耐性が不足することがあるので、カム室壁の厚さは1.5mm以上であることが好ましい。 The cam chamber wall preferably has a thickness of 2.5 mm or less. When the thickness of the cam chamber wall is 2.5 mm or less, the mold corner can be more reliably prevented from being melted. However, if the cam chamber wall thickness is less than 1.5 mm, the sufficient pressure resistance required for the cam chamber cannot be obtained, and the resistance to deformation stress caused by strain may be insufficient. The wall thickness is preferably 1.5 mm or more.
シリンダヘッド本体は、冷却風通路内に設けられ、燃焼室壁とカム室壁とを連結するリブをさらに有することが好ましい。燃焼室壁とカム室壁とをリブが連結することにより、リブが燃焼室壁の熱をカム室壁に伝達し、カム室の潤滑油を用いた冷却が可能になるので、冷却性を向上させることができる。また、リブが冷却風通路内に配置されることにより、冷却風による冷却効果も得られる。 The cylinder head body preferably further includes a rib provided in the cooling air passage and connecting the combustion chamber wall and the cam chamber wall. Since the rib connects the combustion chamber wall and the cam chamber wall, the rib transmits heat from the combustion chamber wall to the cam chamber wall, and cooling using the lubricating oil in the cam chamber is possible, improving cooling performance. Can be made. Moreover, the cooling effect by a cooling wind is also acquired by arrange | positioning a rib in a cooling wind channel | path.
なお、リブは、ダイカスト鋳造によりシリンダヘッド本体が成形される場合の型抜き方向に沿って形成されていることが好ましい。そのため、リブは、冷却風通路を規定する壁部(冷却風通路壁)に沿って形成されていることが好ましい。 In addition, it is preferable that the rib is formed along a die cutting direction when the cylinder head body is formed by die casting. Therefore, it is preferable that the rib is formed along a wall portion (cooling air passage wall) that defines the cooling air passage.
また、排気通路の軸線に直交する面に沿った排気通路の断面形状は略楕円であり、且つ、排気通路の出口の形状は略真円であることが好ましい。排気管の断面形状は一般に略真円であるので、排気通路の出口の形状が略真円であることにより、通路面積の急激な変化を防止して内燃機関の性能の低下を防止することができる。排気通路が入口側から出口側に向かうにつれてカムチェーン室から遠ざかるように延びていると、軸線に直交する面に沿った排気通路の断面形状が略真円であると、排気通路の出口の形状を略真円にすることはできない。これに対し、軸線に直交する面に沿った排気通路の断面形状が略楕円であることにより、つまり、軸線に直交する面に沿った排気通路の断面形状の真円度を、排気通路の出口の形状の真円度よりも低くすることにより、排気通路の出口の形状を略真円にすることができる。 Further, it is preferable that the cross-sectional shape of the exhaust passage along a plane orthogonal to the axis of the exhaust passage is substantially elliptical, and the shape of the outlet of the exhaust passage is substantially perfect circle. Since the cross-sectional shape of the exhaust pipe is generally a perfect circle, the shape of the exit of the exhaust passage is a substantially perfect circle, thereby preventing a rapid change in the passage area and preventing a decrease in the performance of the internal combustion engine. it can. When the exhaust passage extends away from the cam chain chamber as it goes from the inlet side to the outlet side, the shape of the outlet of the exhaust passage is such that the cross-sectional shape of the exhaust passage along the plane orthogonal to the axis is substantially a circle. Cannot be made into a perfect circle. In contrast, when the cross-sectional shape of the exhaust passage along the plane orthogonal to the axis is substantially oval, that is, the roundness of the cross-sectional shape of the exhaust passage along the plane orthogonal to the axis is determined by the outlet of the exhaust passage. By making it lower than the roundness of the shape, the shape of the outlet of the exhaust passage can be made substantially circular.
本発明による空冷式単気筒内燃機関の製造方法では、第1の工程において、8.0wt%以上12.0wt%以下のSi、0.5wt%以下のCu、0.002wt%以上0.02wt%以下のSr、0.2wt%以上0.5wt%以下のMg、0.5wt%以上1.0wt%以下のFeおよび0.3wt%以上0.6wt%以下のMnを含むアルミニウム合金が用意され、第2の工程において、シリンダヘッド本体がこのアルミニウム合金からダイカスト鋳造により一体的に成形される。そのため、上記(1)〜(7)で説明したのと同様の理由により、鋳造性、冷却性、常温強度、高温強度、常温疲労強度、熱サイクル疲労強度、機械加工性および寸法安定性のすべてに優れたシリンダヘッド本体が得られる。また、本発明による空冷式単気筒内燃機関の製造方法では、第2の工程の後に、シリンダヘッド本体を水冷し、その後、シリンダヘッド本体に240℃以上260℃以下の温度で1時間以上3時間以下の熱処理を行う第3の工程が実行される。熱処理温度が240℃以上であり、且つ、熱処理時間が1時間以上であることにより、十分な熱伝導率を確保して冷却性を向上させる効果をより確実に得ることができる。また、熱処理温度が260℃以下であり、且つ、熱処理時間が3時間以下であることにより、シリンダヘッド本体に要求される寸法安定性を確保することができる。上記の理由から、本発明の製造方法によれば、高い圧縮比での運転が可能で燃費に優れた空冷式単気筒内燃機関を好適に製造することができる。 In the method for manufacturing an air-cooled single cylinder internal combustion engine according to the present invention, in the first step, 8.0 wt% or more and 12.0 wt% or less of Si, 0.5 wt% or less of Cu, 0.002 wt% or more and 0.02 wt% or less. An aluminum alloy containing the following Sr, 0.2 wt% to 0.5 wt% Mg, 0.5 wt% to 1.0 wt% Fe and 0.3 wt% to 0.6 wt% Mn is prepared, In the second step, the cylinder head body is integrally formed from this aluminum alloy by die casting. Therefore, all of castability, cooling property, normal temperature strength, high temperature strength, normal temperature fatigue strength, thermal cycle fatigue strength, machinability and dimensional stability for the same reasons as described in (1) to (7) above. A cylinder head body excellent in performance can be obtained. In the method for manufacturing an air-cooled single cylinder internal combustion engine according to the present invention, the cylinder head body is water-cooled after the second step, and then the cylinder head body is heated at a temperature of 240 ° C. to 260 ° C. for 1 hour to 3 hours. A third step of performing the following heat treatment is performed. When the heat treatment temperature is 240 ° C. or higher and the heat treatment time is 1 hour or longer, the effect of ensuring sufficient thermal conductivity and improving the cooling property can be obtained more reliably. Further, when the heat treatment temperature is 260 ° C. or less and the heat treatment time is 3 hours or less, the dimensional stability required for the cylinder head body can be ensured. For the above reasons, according to the manufacturing method of the present invention, an air-cooled single-cylinder internal combustion engine that can be operated at a high compression ratio and has excellent fuel efficiency can be preferably manufactured.
本発明によると、高い圧縮比での運転が可能で燃費に優れた空冷式単気筒内燃機関が提供される。 According to the present invention, an air-cooled single-cylinder internal combustion engine that can be operated at a high compression ratio and has excellent fuel efficiency is provided.
以下、図面を参照しながら本発明の実施形態を説明する。なお、本発明は以下の実施形態に限定されるものではない。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. In addition, this invention is not limited to the following embodiment.
図1に、本実施形態における鞍乗型車両1を示す。図1に示す鞍乗型車両1は、スクータ型の自動二輪車である。なお、本発明による鞍乗型車両は、スクータ型の自動二輪車1に限定されない。本発明による鞍乗型車両は、いわゆるモペット型、オフロード型、オンロード型等の他の形式の自動二輪車であってもよい。また、本発明による鞍乗型車両は、乗員が跨って乗車する任意の車両を意味し、二輪車に限られない。本発明による鞍乗型車両は、車体を傾けることによって進行方向を変える形式の三輪車等であってもよく、ATV(All Terrain Vehicle)等の他の鞍乗型車両であってもよい。 FIG. 1 shows a straddle-type vehicle 1 according to this embodiment. A straddle-type vehicle 1 shown in FIG. 1 is a scooter type motorcycle. The straddle type vehicle according to the present invention is not limited to the scooter type motorcycle 1. The saddle riding type vehicle according to the present invention may be a so-called moped type, off-road type, on-road type or other type of motorcycle. Further, the saddle riding type vehicle according to the present invention means an arbitrary vehicle on which an occupant rides and is not limited to a two-wheeled vehicle. The straddle-type vehicle according to the present invention may be a tricycle or the like that changes the traveling direction by tilting the vehicle body, or may be another straddle-type vehicle such as an ATV (All Terrain Vehicle).
以下の説明において、前、後、左、右は、それぞれ自動二輪車1の乗員から見た前、後、左、右を意味するものとする。図中の参照符号F、Re、L、Rは、それぞれ前、後、左、右を表している。 In the following description, front, rear, left, and right mean front, rear, left, and right, respectively, as viewed from the occupant of the motorcycle 1. Reference numerals F, Re, L, and R in the figure represent front, rear, left, and right, respectively.
自動二輪車1は、図1に示すように、車両本体2と、前輪3と、後輪4と、後輪4を駆動するエンジンユニット5とを備えている。車両本体2は、乗員によって操作されるハンドル6と、乗員が着座するシート7とを備えている。エンジンユニット5は、いわゆるユニットスイング式のエンジンユニットであり、ピボット軸8を中心として搖動可能なように、車体フレーム(図1には示されていない)に支持されている。つまり、エンジンユニット5は、車体フレームに搖動可能に支持されている。
As shown in FIG. 1, the motorcycle 1 includes a
続いて、図2〜図5を参照しながら、自動二輪車1のエンジンユニット5の構成をより具体的に説明する。図2は、図1中の2A−2A’線に沿った断面図である。図3は、図2中に示されているエンジン101近傍を拡大して示す図である。図4は、エンジン101の一部分の右側面図である。図5は、エンジン101の左側面断面図である。
Next, the configuration of the engine unit 5 of the motorcycle 1 will be described more specifically with reference to FIGS. 2 is a cross-sectional view taken along
エンジンユニット5は、図2に示すように、エンジン(内燃機関)101と、Vベルト式無段変速機(以下では「CVT」と呼ぶ)150とを備えている。なお、図2に示す例では、エンジン101とCVT150とが一体となってエンジンユニット5を構成しているが、エンジン101と変速機とが別々であってもよいことは勿論である。
As shown in FIG. 2, the engine unit 5 includes an engine (internal combustion engine) 101 and a V-belt continuously variable transmission (hereinafter referred to as “CVT”) 150. In the example shown in FIG. 2, the
エンジン101は、単一の気筒を備えた単気筒エンジンである。エンジン101は、吸気工程、圧縮工程、燃焼行程および排気工程を順次繰り返す4ストロークエンジンである。エンジン101は、クランクケース102と、クランクケース102から前方(なお、ここで言う「前方」とは、厳密な意味での前方、すなわち水平線と平行な方向に限られず、水平線から傾いた方向も含まれる)に延び、クランクケース102に結合されたシリンダブロック103と、シリンダブロック103の前部に接続されたシリンダヘッド104と、シリンダヘッド104の前部に接続されたシリンダヘッドカバー105とを備えている。シリンダブロック103の内部には、シリンダ106が形成されている。
The
なお、シリンダ106は、シリンダブロック103の本体(すなわち、シリンダブロック103のうちのシリンダ106以外の部分)内に挿入されたシリンダライナ等によって形成されていてもよく、シリンダブロック103の本体と一体化されていてもよい。言い換えると、シリンダ106は、シリンダブロック103の本体と分離可能に形成されていてもよく、シリンダブロック103の本体と分離できないように形成されていてもよい。シリンダ106内には、ピストン107が摺動自在に収容されている。ピストン107は、上死点TDCと下死点BDCとの間で往復運動自在に配置されている。
The
シリンダヘッド104は、シリンダ106を覆うようにシリンダブロック103に重ねられている。シリンダヘッド104は、アルミニウム合金製のシリンダヘッド本体100と、カムシャフト108を含む動弁機構と、吸気バルブ151や排気バルブ152などを有する。動弁機構は、カム室109に収容されている。シリンダヘッド本体100の、カム室109を規定する部分20は、後述するようにカム室壁と呼ばれる。
The
シリンダヘッド本体100と、ピストン107の頂面と、シリンダ106の内周面とにより、燃焼室110が規定される。シリンダヘッド100本体の、燃焼室110を規定する部分30は、後述するように燃焼室壁と呼ばれる。
ピストン107は、コンロッド111を介してクランクシャフト112に連結されている。クランクシャフト112は、左方および右方に延びており、クランクケース102に支持されている。クランクシャフト112に接続されたカムチェーン113により、カムシャフト108が駆動される。カムチェーン113は、カムチェーン室70に収容されている。
The
なお、本実施形態では、クランクケース102、シリンダブロック103、シリンダヘッド104およびシリンダヘッドカバー105は、別体であるが、これらは必ずしも別体である必要はなく、適宜一体化されていてもよい。例えば、クランクケース102とシリンダブロック103とが一体的に形成されていてもよいし、シリンダブロック103とシリンダヘッド104とが一体的に形成されていてもよい。また、シリンダヘッド104とシリンダヘッドカバー105とが一体的に形成されていてもよい。
In the present embodiment, the
CVT150は、図2に示すように、駆動側のプーリである第1プーリ161と、従動側のプーリである第2プーリ162と、第1プーリ161および第2プーリ162に巻き掛けられたVベルト153とを備えている。クランクシャフト112の左端部は、クランクケース102から左方に突出している。第1プーリ161は、クランクシャフト112の左端部に取り付けられている。第2プーリ162は、メインシャフト154に取り付けられている。メインシャフト154は、図示しないギア機構を介して後輪シャフト155に連結されている。クランクケース102の左方には、変速機ケース156が設けられている。CVT150は、変速機ケース156内に収容されている。
As shown in FIG. 2, the
クランクシャフト112の右側部分には、発電機120が設けられている。クランクシャフト112の右端部には、冷却ファン121が固定されている。冷却ファン121は、クランクシャフト112とともに回転する。冷却ファン121は、回転することによって空気を左方に吸引するように形成されている。クランクケース102、シリンダブロック103およびシリンダヘッド104には、シュラウド130が設けられている。発電機120および冷却ファン121は、シュラウド130内に収容されている。
A
エンジン101は、図4に示すように、シリンダブロック103およびシリンダヘッド104が水平方向または水平方向から若干前上がりに傾斜した方向に延びる型式のエンジン、すなわち、いわゆる横置き式のエンジンである。図中の参照符号L1は、シリンダ106の中心を通る線(シリンダ軸線)を表している。シリンダ軸線L1は、水平方向または水平方向から若干傾斜した方向に延びている。ただし、シリンダ軸線L1の方向は、特に限定されるわけではない。例えば、水平面に対するシリンダ軸線L1の傾斜角度は0°〜15°であってもよく、それ以上であってもよい。なお、図中の参照符号L2は、クランクシャフト112の中心線を表している。
As shown in FIG. 4, the
シリンダヘッド104の上部には、吸気管141が接続されている。また、シリンダヘッド104の下部には、排気管142が接続されている。シリンダヘッド104の内部には、吸気通路40および排気通路50が形成されている。吸気管141は、吸気通路40とつながっており、排気管142は、排気通路50とつながっている。吸気通路40および排気通路50には、それぞれ吸気バルブ151および排気バルブ152が設けられている。
An
本実施形態のエンジン101は、空気によって冷却される空冷式の単気筒内燃機関である。図2〜図4に示すように、シリンダブロック103には、複数の冷却フィン114が形成されている。冷却フィン114は、シリンダ軸線L1と略直交する方向に延びている。なお、後述するように、シリンダヘッド本体100にも複数の冷却フィン10(図8〜図10参照)が形成されている。
The
シュラウド130は、内側部材131と外側部材132とを有しており、内側部材131と外側部材132とが組み立てられることによって形成されている。図4に示すように、内側部材131と外側部材132とは、ボルト133によって固定されている。内側部材131および外側部材132は、例えば合成樹脂から形成されている。
The
内側部材131には、点火プラグ等の点火装置115が挿入される孔131aが形成されている。外側部材132には、吸込口132aが形成されている。シュラウド130がエンジンユニット5に取り付けられたときに、吸込口132aは、冷却ファン121と対向する位置に配置される(図3参照)。図4中の参照符号Faは、冷却ファン121の外周を表しており、参照符号Bは、冷却ファン121の回転方向を表している。
The
シュラウド130は、クランクケース102、シリンダブロック103およびシリンダヘッド104に取り付けられ、シリンダブロック103およびシリンダヘッド104に沿うように前方に延びている。シュラウド130は、クランクケース102、シリンダブロック103およびシリンダヘッド104の右側部分を覆っている。また、シュラウド130の一部は、シリンダブロック103およびシリンダヘッド104の上側部分および下側部分の一部も覆っている。
The
クランクシャフト112の回転に伴って冷却ファン121が回転すると、シュラウド130の外部の空気は、吸込口132aを通じてシュラウド130内に導入される。シュラウド130内に導入された空気は、シリンダブロック103およびシリンダヘッド104に吹き付けられる。シリンダブロック103およびシリンダヘッド104は、この空気によって冷却される。
When the cooling
続いて、図6〜図13を参照しながら、本実施形態におけるエンジン101が備えるシリンダヘッド本体100の構成を具体的に説明する。図6および図7は、シリンダヘッド本体100を模式的に示す上面図および底面図である。図8および図9は、シリンダヘッド本体100を模式的に示す正面図および背面図である。図10および図11は、シリンダヘッド本体100を模式的に示す左側面図および右側面図である。また、図12は、図11中の12A−12A’線に沿った断面図であり、図13は、図7中の13A−13A’線に沿った断面図である。一部の図面には、シリンダ軸線方向が矢印D1で示されている。なお、言うまでもないが、シリンダ軸線方向とは、シリンダ軸線L1に平行な方向である。また、以下では、吸気管141への接続が行われる側をシリンダヘッド本体100の正面側として説明を行う。
Next, the configuration of the
シリンダヘッド本体100は、図6〜図13に示すように、複数の冷却フィン10と、カム室壁20と、燃焼室壁30とを有する。シリンダヘッド本体100は、さらに、吸気通路40と、排気通路50と、冷却風通路60とを有する。
As shown in FIGS. 6 to 13, the
複数の冷却フィン10は、図8、図9および図10に示すように、シリンダヘッド本体100の外側面(より具体的には左側面)に設けられており、シリンダヘッド本体100の外側に向かって突出するように(つまりシリンダ軸線方向D1に略直交する方向に延びるように)形成されている。また、複数の冷却フィン10は、シリンダ軸線方向D1に沿って所定のピッチで配置されている。なお、冷却フィン10の個数は、ここで例示されているものに限定されない。
As shown in FIGS. 8, 9, and 10, the plurality of cooling
カム室壁20(図6、図10および図13に示されている)は、カム室109を規定する。カム室109は、カムシャフト108を含む動弁機構を収容する。シリンダヘッド本体100の上部に取り付けられるシリンダヘッドカバー105と、カム室壁20との間の空間が、カム室109となる。
The cam chamber wall 20 (shown in FIGS. 6, 10 and 13) defines a
燃焼室壁30(図7および図13に示されている)は、燃焼室110を規定する。燃焼室110は、シリンダヘッド本体100の燃焼室壁30と、ピストン107の頂面と、シリンダ106の内周面とによって形成される空間である。燃焼室壁30には、図7に示すように、後述する吸気ポート40aおよび排気ポート50aの他に、プラグ孔32が形成されている。プラグ孔32には、点火装置115の点火プラグが取り付けられる。
Combustion chamber wall 30 (shown in FIGS. 7 and 13) defines
吸気通路40は、燃焼室110への吸気を行うための通路である。吸気通路40の燃焼室壁30側の開口部40aが、吸気ポートである。動弁機構によって吸気バルブ151が上下動することにより、吸気ポート40aが開閉される。吸気通路40の燃焼室壁30とは反対側の開口部40b(シリンダヘッド本体100の正面に位置する)には、吸気管141が接続される。
The
排気通路50は、燃焼室110からの排気を行うための通路である。排気通路50の燃焼室壁30側の開口部50aが、排気ポートである。動弁機構によって排気バルブ152が上下動することにより、排気ポート50aが開閉される。排気通路50の燃焼室壁30とは反対側の開口部50bには、排気管142が接続される。
The
典型的には、複数の冷却フィン10は、排気通路50を規定する排気通路壁から延びる冷却フィン10(図10において相対的に右側に位置する)を含む。本実施形態では、複数の冷却フィン10は、さらに、吸気通路40を規定する吸気通路壁から延びる冷却フィン10(図10において相対的に左側に位置する)を含む。
Typically, the plurality of cooling
冷却風通路60(図10および図13に示されている)は、カム室壁20および燃焼室壁30の間に冷却風を通すための通路である。図7に示すように、冷却風通路60の入口60aは、シリンダヘッド本体100の左側面に位置し、冷却風通路60の出口60bは、シリンダヘッド本体100の右側面に位置する。冷却ファン121によってシュラウド130内に導入された冷却風CAは、入口60aから冷却風通路60内に導入され、冷却風通路60を通過する過程でシリンダヘッド本体100を冷却した後、出口60bからシリンダヘッド本体100の外部に排出される。
The cooling air passage 60 (shown in FIGS. 10 and 13) is a passage for passing cooling air between the
シリンダヘッド本体100は、アルミニウム合金からダイカスト鋳造により一体的に成形されている。シリンダヘッド本体100の材料であるアルミニウム合金は、8.0wt%以上12.0wt%以下のSi(シリコン)、0.5wt%以下のCu(銅)、0.002wt%以上0.02wt%以下のSr(ストロンチウム)、0.2wt%以上0.5wt%以下のMg(マグネシウム)、0.5wt%以上1.0wt%以下のFe(鉄)および0.3wt%以上0.6wt%以下のMn(マンガン)を含む。
The
シリンダヘッド本体100は、図6、図7および図12に示すように、カムチェーン113を収容するカムチェーン室70をさらに有する。カムチェーン113は、動弁機構のカムシャフト108を駆動するための部材である。
As shown in FIGS. 6, 7, and 12, the
排気通路50は、シリンダ軸線方向D1(図6、図7および図12における紙面に垂直な方向)から見たとき、入口(排気ポート50a)側から出口(開口部50b)側に向かうにつれてカムチェーン室70から遠ざかるように延びている。つまり、排気通路50の軸線50xは、シリンダヘッド本体100の前後方向に対して傾斜している。また、排気通路50は、シリンダ軸線方向D1から見たとき、その軸線50xが直線状となるように形成されている。
The
また、シリンダヘッド本体100は、図6、図7および図12に示すように、それぞれにヘッドボルトが挿通される複数のボルト孔80a〜80dを有する。これらのボルト孔80a〜80dに挿通されたヘッドボルト(典型的にはスタッドボルトである)により、シリンダヘッド本体100はシリンダブロック103に結合される。複数(ここでは4つ)のボルト孔80a〜80dのうちの1つのボルト孔(図6および図12において右上に位置し、図7において右下に位置するボルト孔)80aは、排気通路50とカムチェーン室70との間に設けられている。このボルト孔80aと排気通路50との間に、冷却風通路60の一部が位置している。ボルト孔80a〜80dを有するボス80は、ヘッドボルト用ボスまたはスタッドボルト用ボスと呼ばれることもある。
Further, as shown in FIGS. 6, 7 and 12, the
既に説明したように、本実施形態におけるエンジン101では、シリンダヘッド本体100は、アルミニウム合金からダイカスト鋳造により一体的に成形されており、そのアルミニウム合金は、8.0wt%以上12.0wt%以下のSi、0%以上0.5wt%以下のCu、0.002wt%以上0.02wt%以下のSr、0.2wt%以上0.5wt%以下のMg、0.5wt%以上1.0wt%以下のFeおよび0.3wt%以上0.6wt%以下のMnを含む。シリンダヘッド本体100がこのようなアルミニウム合金から形成されていることにより、下記(1)〜(7)に説明するように、鋳造性、冷却性、常温強度、高温強度、常温疲労強度、熱サイクル疲労強度、機械加工性および寸法安定性のすべてに優れたシリンダヘッド本体100が得られる。
As already described, in the
(1)鋳造性:Si含有量を8.0wt%以上、且つ、Mg含有量を0.5wt%以下とすることにより、溶湯の流動性を確保することができる。また、Fe含有量を0.5wt%以上とすることにより、金型への焼き付きを防止できる。従って、Si含有量を8.0wt%以上、Mg含有量を0.5wt%以下、且つ、Fe含有量を0.5wt%以上とすることにより、十分な鋳造性を確保することができる。そのため、冷却フィンおよび冷却風通路を有するような比較的複雑な形状のシリンダヘッド本体(つまり空冷式単気筒内燃機関用のシリンダヘッド本体)をダイカスト鋳造により好適に成形することができる。 (1) Castability: The fluidity of the molten metal can be ensured by setting the Si content to 8.0 wt% or more and the Mg content to 0.5 wt% or less. Moreover, the seizing to a metal mold | die can be prevented by making Fe content into 0.5 wt% or more. Therefore, sufficient castability can be ensured by setting the Si content to 8.0 wt% or more, the Mg content to 0.5 wt% or less, and the Fe content to 0.5 wt% or more. Therefore, a cylinder head body having a relatively complicated shape having cooling fins and cooling air passages (that is, a cylinder head body for an air-cooled single cylinder internal combustion engine) can be suitably formed by die casting.
(2)冷却性:Si含有量を12.0wt%以下、Cu含有量を0.5wt%以下、且つ、Sr含有量を0.02wt%以下とすることにより、十分な熱伝導率を確保して冷却性を向上させることができる。なお、冷却性の向上の点からは、シリンダヘッド本体を鋳造後に水冷し、その後、シリンダヘッド本体に240℃以上の温度で1時間以上の熱処理を行うことが好ましい。 (2) Coolability: Sufficient thermal conductivity is ensured by setting the Si content to 12.0 wt% or less, the Cu content to 0.5 wt% or less, and the Sr content to 0.02 wt% or less. Cooling performance can be improved. From the viewpoint of improving the cooling performance, it is preferable to cool the cylinder head body with water after casting, and then heat-treat the cylinder head body at a temperature of 240 ° C. or higher for 1 hour or longer.
(3)常温強度:Mg含有量を0.2wt%以上とすることにより、合金を析出強化させることができる。そのため、十分な常温強度を確保してボルト用ボスの座面やカムチェーン室の変形を防止することができる。なお、常温強度の確保の観点からは、シリンダヘッド本体への熱処理(鋳造・水冷後の熱処理)の温度および時間は、260℃以下および3時間以下であることが好ましい。 (3) Normal temperature strength: The alloy can be precipitation strengthened by setting the Mg content to 0.2 wt% or more. Therefore, sufficient room temperature strength can be secured and deformation of the bearing surface of the bolt boss and the cam chain chamber can be prevented. In addition, from the viewpoint of securing the normal temperature strength, the temperature and time of the heat treatment (heat treatment after casting and water cooling) to the cylinder head body are preferably 260 ° C. or less and 3 hours or less.
(4)高温強度:Si含有量を8.0wt%以上とすることにより、合金を分散強化させることができる。また、Mg含有量を0.2wt%以上とすることにより、合金を析出強化させることができる。そのため、Si含有量を8.0wt%以上、且つ、Mg含有量を0.2wt%以上とすることにより、シリンダヘッドに要求される高温強度を確保することができる。 (4) High temperature strength: Dispersion strengthening of the alloy can be achieved by setting the Si content to 8.0 wt% or more. In addition, the alloy can be precipitation strengthened by setting the Mg content to 0.2 wt% or more. Therefore, by setting the Si content to 8.0 wt% or more and the Mg content to 0.2 wt% or more, the high temperature strength required for the cylinder head can be ensured.
(5)常温疲労強度:Mg含有量を0.2wt%以上とすることにより、合金を析出強化させることができる。また、Mn含有量をFe含有量の1/2以上とすることにより、粗大なFeの針状析出物の発生を抑えることができる。そのため、Mg含有量を0.2wt%以上、且つ、Mn含有量をFe含有量の1/2以上とすることにより、シリンダヘッドに必要な常温疲労強度を確保できる。 (5) Normal temperature fatigue strength: The alloy can be precipitation strengthened by setting the Mg content to 0.2 wt% or more. Further, when the Mn content is at least 1/2 of the Fe content, generation of coarse Fe needle-like precipitates can be suppressed. Therefore, normal temperature fatigue strength required for the cylinder head can be secured by setting the Mg content to 0.2 wt% or more and the Mn content to 1/2 or more of the Fe content.
(6)熱サイクル疲労強度:Si含有量を12.0wt%以下とすることにより、靭性を上げることができる。また、Sr含有量を0.002wt%以上とすることにより、Siを微細分散させることができる。さらに、Fe含有量を1.0wt%以下とすることにより、金属間化合物量を規制することができる。また、Mn含有量を0.3wt%以上とすることにより、粗大なFeの針状析出物の発生を抑えることができる。そのため、Si含有量を12.0wt%以下、Sr含有量を0.002wt%以上、Fe含有量を1.0wt%以下、且つ、Mn含有量を0.3wt%以上とすることにより、十分な熱疲労強度を確保して高圧縮比での運転を行うことが可能になる。 (6) Thermal cycle fatigue strength: Toughness can be increased by setting the Si content to 12.0 wt% or less. Moreover, Si can be finely dispersed by making Sr content 0.002 wt% or more. Furthermore, the amount of intermetallic compounds can be regulated by setting the Fe content to 1.0 wt% or less. Moreover, generation | occurrence | production of the coarse Fe needle-like precipitate can be suppressed by making Mn content 0.3 wt% or more. Therefore, by setting the Si content to 12.0 wt% or less, the Sr content to 0.002 wt% or more, the Fe content to 1.0 wt% or less, and the Mn content to 0.3 wt% or more, sufficient It becomes possible to ensure the thermal fatigue strength and to operate at a high compression ratio.
(7)機械加工性および寸法安定性:Si含有量を12.0wt%以下、且つ、Mn含有量を0.6wt%以下とすることによって析出物の量と大きさを規制することで、燃焼室壁のような厚肉部についても十分な機械加工性寸法安定性を確保することができ、鋳造後のポート加工を可能にして内燃機関の性能を向上させることができる。なお、寸法安定性の確保の観点からは、シリンダヘッド本体への熱処理(鋳造・水冷後の熱処理)の温度および時間は、240℃以上および1時間以上であることが好ましい。 (7) Machinability and dimensional stability: Combustion by regulating the amount and size of precipitates by setting the Si content to 12.0 wt% or less and the Mn content to 0.6 wt% or less Sufficient machinability and dimensional stability can be secured even for a thick portion such as a chamber wall, and port processing after casting can be performed to improve the performance of the internal combustion engine. From the viewpoint of ensuring dimensional stability, the temperature and time of the heat treatment (heat treatment after casting and water cooling) to the cylinder head body are preferably 240 ° C. or more and 1 hour or more.
また、本実施形態におけるエンジン101では、シリンダヘッド本体100の100℃における熱伝導率は、145W/(m・K)以上である。シリンダヘッド本体100の100℃における熱伝導率が145W/(m・K)以上であることにより、シリンダヘッド本体100の冷却性を十分に向上させることができる。
Further, in the
さらに、本実施形態におけるエンジン101では、シリンダヘッド本体100の常温におけるロックウェル硬さは、70HRF以上90HRF以下であることが好ましい。シリンダヘッド本体100の常温におけるロックウェル硬さが70HRF未満である場合、シリンダヘッド本体100に必要な強度を確保できないことがある。また、シリンダヘッド本体100の常温におけるロックウェル硬さが90HRFを超える場合、金属間化合物が高密度に微細析出した状態であり、所望の熱伝導率が得られない。
Furthermore, in the
このように、本発明によると、鋳造性、冷却性、常温強度、高温強度、常温疲労強度、熱サイクル疲労強度、機械加工性および寸法安定性のすべてに優れたシリンダヘッド本体100が得られる。そのため、高い圧縮比での運転が可能で燃費に優れたエンジン(空冷式単気筒内燃機関)101を実現することができる。
As described above, according to the present invention, the
本実施形態におけるエンジン101は、例えば、以下のようにして製造することができる。
The
まず、8.0wt%以上12.0wt%以下のSi、0.5wt%以下のCu、0.002wt%以上0.02wt%以下のSr、0.2wt%以上0.5wt%以下のMg、0.5wt%以上1.0wt%以下のFeおよび0.3wt%以上0.6wt%以下のMnを含むアルミニウム合金を用意する。上記の範囲内である限り、アルミニウム合金の組成に制限はない。 First, 8.0 wt% or more and 12.0 wt% or less of Si, 0.5 wt% or less of Cu, 0.002 wt% or more of 0.02 wt% or less of Sr, 0.2 wt% or more of 0.5 wt% or less of Mg, 0 An aluminum alloy containing Fe of 5 wt% to 1.0 wt% and Mn of 0.3 wt% to 0.6 wt% is prepared. As long as it is within the above range, the composition of the aluminum alloy is not limited.
次に、複数の冷却フィン10、カム室壁20、燃焼室壁30、吸気通路40、排気通路50および冷却風通路60を有するシリンダヘッド本体100を、上記のアルミニウム合金からダイカスト鋳造により一体的に成形する。成形後、シリンダヘッド本体100を水冷し、その後、シリンダヘッド本体100に240℃以上260℃以下の温度で1時間以上3時間以下の熱処理(T5の過時効処理)を行う。
Next, the
続いて、シリンダヘッド本体100に対して必要な機械加工を行う。このようにして、シリンダヘッド本体100が得られる。
Subsequently, necessary machining is performed on the
上述したようにしてシリンダヘッド本体100を作製するのとは別途に、クランクケース102やシリンダブロック103などを用意する。そして、シリンダヘッド本体100、クランクケース102およびシリンダブロック103などを用いてエンジン101を組み立てる。このようにして、エンジン101が完成する。
Separately from the production of the cylinder head
上述した製造方法では、シリンダヘッド本体100を成形する工程の後に、シリンダヘッド本体100を水冷し、その後、シリンダヘッド本体100に240℃以上260℃以下の温度で1時間以上3時間以下の熱処理を行う工程が実行される。熱処理温度が240℃以上であり、且つ、熱処理時間が1時間以上であることにより、十分な熱伝導率を確保して冷却性を向上させる効果をより確実に得ることができる。また、熱処理温度が260℃以下であり、且つ、熱処理時間が3時間以下であることにより、シリンダヘッド本体100に要求される寸法安定性を確保することができる。
In the manufacturing method described above, after the step of forming the
ここで、Si、Cu、Sr、Mg、FeおよびMn含有量がすべて上述した範囲内にあるアルミニウム合金を材料として上述した熱処理条件で作製されたシリンダヘッド本体100(実施例1、2)と、Si、Cu、Sr、Mg、FeおよびMn含有量のうちの少なくとも1つが上述した範囲の外にあるアルミニウム合金を材料として作製されたか、あるいは、上述した時間範囲および/または温度範囲外で熱処理されたシリンダヘッド本体(比較例1〜33)とについて、その特性を評価した結果を説明する。 Here, the cylinder head main body 100 (Examples 1 and 2) manufactured under the above-described heat treatment conditions using an aluminum alloy whose Si, Cu, Sr, Mg, Fe, and Mn contents are all in the above-described range, Made of aluminum alloy with at least one of Si, Cu, Sr, Mg, Fe and Mn content outside the above range, or heat treated outside the above time range and / or temperature range The results of evaluating the characteristics of the cylinder head body (Comparative Examples 1 to 33) will be described.
下記表1、表2および表3に、実施例1、2および比較例1〜33について、アルミニウム合金の組成と、熱処理温度(時効温度)および熱処理時間とを示す。なお、表2および表3では、比較例1〜33のアルミニウム合金の成分のうち、上述した範囲の外にあるものの数値を斜体で示している。また、比較例1〜33の熱処理温度および熱処理時間のうち、上述した範囲の外にあるものの数値を斜体で示している。 Tables 1, 2 and 3 below show the composition of the aluminum alloy, the heat treatment temperature (aging temperature), and the heat treatment time for Examples 1 and 2 and Comparative Examples 1 to 33. In Tables 2 and 3, the numerical values of the components of the aluminum alloys of Comparative Examples 1 to 33 that are outside the above range are shown in italics. Moreover, the numerical values of the heat treatment temperatures and heat treatment times of Comparative Examples 1 to 33 that are outside the above-described range are shown in italics.
また、表4、表5および表6に、実施例1、2および比較例1〜33について、鋳造性、熱伝導率、常温強度、高温強度、常温疲労強度、熱サイクル疲労強度、機械加工性および寸法安定性を評価した結果を示す。鋳造性の評価結果については、湯回り不良や金型への焼付きが発生しなかった場合を「○」とし、発生した場合を「×」としている。熱伝導率の評価結果については、100℃における熱伝導率が145W/(m・K)以上である場合を「○」とし、145W/(m・K)未満である場合を「×」とした。常温における強度(常温強度)の評価結果については、引張り強さが180MPa以上である場合を「○」とし、180MPa未満である場合を「×」としている。175℃における強度(高温強度)については、0.2%耐力が120MPa以上である場合を「○」とし、120MPa未満である場合を「×」としている。常温疲労強度については、107回疲労強度が100MPa以上である場合を「○」とし、100MPa未満である場合を「×」としている。熱サイクル疲労強度については、常温と250℃とのサイクル500回における破断しない許容歪量が0.4%以上である場合を「○」とし、0.4%未満である場合を「×」としている。機械加工性の評価結果については、切削工具の寿命が刃先欠けなどで低下する事例があった場合を「×」とし、そうでない場合を「○」とした。寸法安定性については、エンジン運転による熱に起因した機械加工後の寸法変化が小さいものを「○」とし、大きいものを「×」とした。Tables 4, 5 and 6 show the castability, thermal conductivity, room temperature strength, high temperature strength, room temperature fatigue strength, thermal cycle fatigue strength, and machinability for Examples 1 and 2 and Comparative Examples 1 to 33. And the result of having evaluated dimensional stability is shown. As for the castability evaluation results, the case where no hot water failure or seizure to the mold did not occur was indicated as “◯”, and the case where it occurred was indicated as “X”. Regarding the evaluation result of thermal conductivity, the case where the thermal conductivity at 100 ° C. is 145 W / (m · K) or more is “◯”, and the case where it is less than 145 W / (m · K) is “x”. . Regarding the evaluation result of the strength at normal temperature (room temperature strength), the case where the tensile strength is 180 MPa or more is “◯”, and the case where the tensile strength is less than 180 MPa is “×”. Regarding the strength at 175 ° C. (high temperature strength), the case where the 0.2% proof stress is 120 MPa or more is “◯”, and the case where it is less than 120 MPa is “X”. Regarding the normal temperature fatigue strength, the case where the 10 7 times fatigue strength is 100 MPa or more is “◯”, and the case where the fatigue strength is less than 100 MPa is “×”. Regarding the thermal cycle fatigue strength, the case where the allowable strain amount that does not break at a normal temperature and 250 ° C. in 500 cycles is 0.4% or more is “◯”, and the case where it is less than 0.4% is “×”. Yes. As for the evaluation result of machinability, “X” was given when there was a case where the life of the cutting tool was reduced due to chipping of the cutting edge, and “◯” was given otherwise. Regarding dimensional stability, “◯” indicates a small dimensional change after machining due to heat generated by engine operation, and “×” indicates a large dimensional stability.
なお、熱処理温度は、熱伝導率と常温強度と寸法安定性に影響する。熱処理温度が260℃よりも高いと、短時間でも時効が進んで過時効となり、材料が軟化する。そのため、熱伝導率が上がり、常温強度が下がる。常温疲労強度は常温強度と相関があり、常温強度の低いものは常温疲労強度も低い。また、熱処理温度が240℃よりも低いとエンジン運転により熱処理温度以上となるような熱が加わったときに寸法変化が発生する。また、熱処理温度が260℃以下で240℃以上であっても3時間以上の熱処理を行うと、同様に時効が進み、過時効となり材料が軟化する。また、シリンダヘッドには一部に肉厚の厚い部位が存在するため、熱処理時間が1時間以下であると、製品の一部が熱処理の完了しない状態となる。上述した原因により材料の軟化が発生すると、常温において70HRF以上のロックウェル硬さを実現できないことがある。また、熱処理温度が240℃未満であったり、熱処理時間が1時間未満であったりすると、145W/(m・K)以上の熱伝導率を実現できないことがある。 The heat treatment temperature affects the thermal conductivity, normal temperature strength, and dimensional stability. When the heat treatment temperature is higher than 260 ° C., aging progresses even in a short time and becomes over-aged, and the material is softened. Therefore, the thermal conductivity increases and the normal temperature strength decreases. Normal temperature fatigue strength correlates with normal temperature strength, and those with low normal temperature strength also have low normal temperature fatigue strength. Further, if the heat treatment temperature is lower than 240 ° C., a dimensional change occurs when heat that is higher than the heat treatment temperature is applied by engine operation. Further, even if the heat treatment temperature is 260 ° C. or lower and 240 ° C. or higher, if heat treatment is performed for 3 hours or longer, the aging similarly proceeds and the material becomes soft due to overaging. Moreover, since a thick part exists in a part in the cylinder head, if the heat treatment time is 1 hour or less, a part of the product is in a state where the heat treatment is not completed. When the material softens due to the above-described causes, a Rockwell hardness of 70 HRF or more may not be realized at room temperature. Further, if the heat treatment temperature is less than 240 ° C. or the heat treatment time is less than 1 hour, a thermal conductivity of 145 W / (m · K) or more may not be realized.
表1〜表6からわかるように、実施例1および2では、すべての評価項目について「○」が示されており、「×」が示されている評価項目が1つもない。これに対し、比較例1〜33では、少なくとも1つの評価項目について「×」が示されている。以下、各評価項目について、比較例で良好な結果が得られなかった理由(つまり実施例で良好な結果が得られた理由)を説明する。 As can be seen from Tables 1 to 6, in Examples 1 and 2, “◯” is indicated for all evaluation items, and there is no evaluation item indicated by “×”. On the other hand, in Comparative Examples 1 to 33, “x” is shown for at least one evaluation item. Hereinafter, the reason why a favorable result was not obtained in the comparative example (that is, the reason why a good result was obtained in the example) will be described for each evaluation item.
鋳造性については、比較例1、4、6、8、9、11〜13、15、17、20、27および29で良好な評価結果が得られなかった。これは、Si含有量が8.0wt%未満であること(比較例1、6、8、12、13、17および29)、Fe含有量が0.5wt%未満であること(比較例1、4、9、11、15、17および27)、または、Mg含有量が0.5wt%を超えていること(比較例8、9、17および20)が原因であると考えられる。Si含有量が8.0wt%未満であると、湯回り不良が発生し、鋳造欠陥の原因となることがある。また、Mg含有量が0.5wt%を超えていると、溶湯の粘度が上がって湯回り不良が発生し、鋳造欠陥の原因となることがある。また、Fe含有量が0.5wt%未満であると、金型への焼付きが発生することがある。 As for castability, good evaluation results were not obtained in Comparative Examples 1, 4, 6, 8, 9, 11, 13, 15, 17, 20, 27, and 29. This is because the Si content is less than 8.0 wt% (Comparative Examples 1, 6, 8, 12, 13, 17 and 29), and the Fe content is less than 0.5 wt% (Comparative Example 1, 4, 9, 11, 15, 17 and 27) or the Mg content exceeds 0.5 wt% (Comparative Examples 8, 9, 17 and 20). If the Si content is less than 8.0 wt%, poor hot water may occur, which may cause casting defects. On the other hand, if the Mg content exceeds 0.5 wt%, the viscosity of the molten metal increases and a hot water defect may occur, which may cause casting defects. Further, if the Fe content is less than 0.5 wt%, seizure to the mold may occur.
これに対し、Si含有量が8.0wt%以上、Mg含有量が0.5wt%以下、且つ、Fe含有量が0.5wt%以上である実施例1および2では、湯回り不良が発生せず、また、金型への焼付きも発生しなかった。このように、アルミニウム合金のSi含有量を8.0wt%以上、Mg含有量を0.5wt%以下、且つ、Fe含有量を0.5wt%以上とすることにより、十分な鋳造性を確保し得ることが確認された。 On the other hand, in Examples 1 and 2 in which the Si content is 8.0 wt% or more, the Mg content is 0.5 wt% or less, and the Fe content is 0.5 wt% or more, poor hot water does not occur. Neither did seizure to the mold occur. Thus, sufficient castability is ensured by setting the Si content of the aluminum alloy to 8.0 wt% or more, the Mg content to 0.5 wt% or less, and the Fe content to 0.5 wt% or more. Confirmed to get.
熱伝導率については、比較例1〜11、15、16、18、19、21、24、32および33で良好な結果が得られなかった。これは、主には、Cu含有量が0.5wt%を超えていること(比較例1〜9および19)が原因であると考えられる。アルミニウム合金へのCuの添加は、常温、高温強度を向上させるものの、熱伝導率を低下させてしまうからである。 Regarding thermal conductivity, good results were not obtained in Comparative Examples 1 to 11, 15, 16, 18, 19, 21, 24, 32, and 33. This is considered to be mainly caused by the Cu content exceeding 0.5 wt% (Comparative Examples 1 to 9 and 19). This is because addition of Cu to the aluminum alloy improves the normal temperature and high temperature strength but decreases the thermal conductivity.
ただし、比較例10、11、15、16、18、21および24では、Cu含有量が0.5wt%以下であるにもかかわらず、良好な結果が得られなかった。これは、Si含有量が12.0wt%を超えていること(比較例11、15、16および24)、または、Sr含有量が0.02wt%を超えていること(比較例21)が原因であると考えられる。Si含有量が12.0wt%を超えていると十分な熱伝導率が得られないのは、Siがα相中に析出してα相を分断することによって熱の伝導が妨げられるからである。Sr含有量が0.02wt%を超えていると十分な熱伝導率が得られないのは、Siが結晶粒界に微細分散して熱の伝導が妨げられるからである。あるいは、熱処理温度が240℃未満であることや熱処理時間が1時間未満であること(比較例10、18、32および33)も原因であると考えられる。 However, in Comparative Examples 10, 11, 15, 16, 18, 21, and 24, good results were not obtained even though the Cu content was 0.5 wt% or less. This is because the Si content exceeds 12.0 wt% (Comparative Examples 11, 15, 16 and 24) or the Sr content exceeds 0.02 wt% (Comparative Example 21). It is thought that. The reason why sufficient thermal conductivity cannot be obtained when the Si content exceeds 12.0 wt% is that heat conduction is hindered by the precipitation of Si in the α phase and the division of the α phase. . The reason why the sufficient thermal conductivity cannot be obtained when the Sr content exceeds 0.02 wt% is that Si is finely dispersed in the crystal grain boundaries and heat conduction is hindered. Alternatively, the heat treatment temperature is less than 240 ° C. and the heat treatment time is less than 1 hour (Comparative Examples 10, 18, 32 and 33).
これに対し、Si含有量が12.0wt%以下、Cu含有量が0.5wt%以下、Sr含有量が0.02wt%以下で、且つ、熱処理温度が240℃以上、熱処理時間が1時間以上である実施例1および2では、100℃における熱伝導率が145W/(m・K)以上であった。このように、Si含有量を12.0wt%以下、Cu含有量を0.5wt%以下、Sr含有量を0.02wt%以下、且つ、熱処理温度を240℃以上、熱処理時間を1時間以上とすることにより、十分な熱伝導率を確保して冷却性を向上させ得ることが確認された。 In contrast, the Si content is 12.0 wt% or less, the Cu content is 0.5 wt% or less, the Sr content is 0.02 wt% or less, the heat treatment temperature is 240 ° C. or more, and the heat treatment time is 1 hour or more. In Examples 1 and 2, the thermal conductivity at 100 ° C. was 145 W / (m · K) or more. Thus, the Si content is 12.0 wt% or less, the Cu content is 0.5 wt% or less, the Sr content is 0.02 wt% or less, the heat treatment temperature is 240 ° C. or more, and the heat treatment time is 1 hour or more. By doing this, it was confirmed that sufficient heat conductivity could be secured and the cooling performance could be improved.
常温強度については、比較例3、4、7、10〜13、17、25、30および31で良好な結果が得られなかった。これは、Mg含有量が0.2wt%未満であること(比較例10〜12および25)が主な原因である。Mg含有量が0.2wt%未満であると、Mg2Siの析出による強度向上の効果が十分に得られないことがある。また、熱処理温度が260℃よりも高いこと(比較例3、4、13および30)や熱処理時間が3時間よりも長いこと(比較例3、4、7、17および31)も原因である。Regarding the room temperature strength, good results were not obtained in Comparative Examples 3, 4, 7, 10-13, 17, 25, 30 and 31. This is mainly due to the Mg content being less than 0.2 wt% (Comparative Examples 10-12 and 25). If the Mg content is less than 0.2 wt%, the effect of improving the strength due to precipitation of Mg 2 Si may not be sufficiently obtained. Further, the heat treatment temperature is higher than 260 ° C. (Comparative Examples 3, 4, 13, and 30) and the heat treatment time is longer than 3 hours (Comparative Examples 3, 4, 7, 17, and 31).
これに対し、Mg含有量が0.2wt%以上で、且つ、熱処理温度が260℃以下、熱処理時間が3時間以下である実施例1および2では、常温強度が180MPa以上であった。このように、Mg含有量を0.2wt%以上、且つ、熱処理温度を260℃以下、熱処理時間を3時間以下とすることにより、十分な常温強度を確保し得ることが確認された。 On the other hand, in Examples 1 and 2 in which the Mg content was 0.2 wt% or more, the heat treatment temperature was 260 ° C. or less, and the heat treatment time was 3 hours or less, the normal temperature strength was 180 MPa or more. Thus, it was confirmed that sufficient room temperature strength could be secured by setting the Mg content to 0.2 wt% or more, the heat treatment temperature to 260 ° C. or less, and the heat treatment time to 3 hours or less.
高温強度については、比較例3、4および13で良好な結果が得られなかった。これは、主に、熱処理温度が260℃以上で過時効状態となっていることが原因であると考えられる。 As for the high temperature strength, good results were not obtained in Comparative Examples 3, 4 and 13. This is considered to be mainly due to the fact that the heat treatment temperature is 260 ° C. or higher and the film is over-aged.
これに対し、熱処理温度が240℃以上260℃以下で、且つ、熱処理時間が1時間以上3時間以下である実施例1および2では、高温強度が0.2%耐力で120Mpa以上であった。 In contrast, in Examples 1 and 2 in which the heat treatment temperature was 240 ° C. or higher and 260 ° C. or lower and the heat treatment time was 1 hour or longer and 3 hours or shorter, the high temperature strength was 120% Mpa or more at 0.2% proof stress.
常温疲労強度については、比較例3〜7、10〜17、25、28、30および31で良好な結果が得られなかった。これは、Si含有量が15.0wt%を超えていること(比較例3、5、7、11、15および16)が主な原因であると考えられる。Si含有量が15.0wt%を超えていると、板状の共晶Siや粗大な初晶Siによって靭性が低下し、そのことによって常温疲労強度が低下してしまう。 Regarding the normal temperature fatigue strength, good results were not obtained in Comparative Examples 3 to 7, 10 to 17, 25, 28, 30 and 31. It is thought that this is mainly because the Si content exceeds 15.0 wt% (Comparative Examples 3, 5, 7, 11, 15, and 16). When the Si content exceeds 15.0 wt%, the toughness is lowered by the plate-like eutectic Si or coarse primary crystal Si, and the normal temperature fatigue strength is thereby lowered.
なお、常温疲労強度について比較例10、12および25で良好な結果が得られなかったのは、Mgが不足していたためであると考えられる。また、熱処理温度が260℃よりも高いことや熱処理時間が3時間よりも長いこと(比較例4、13および17)も原因であると考えられる。 In addition, it is thought that it was because Mg was insufficient that the favorable result was not obtained by Comparative Examples 10, 12, and 25 about normal temperature fatigue strength. It is also considered that the heat treatment temperature is higher than 260 ° C. and the heat treatment time is longer than 3 hours (Comparative Examples 4, 13, and 17).
また、Mn含有量がFe含有量の1/2未満であること(比較例6および14)も原因であると考えられる。Mn含有量がFe含有量の1/2未満であると、肉厚の大きい部分に針状のFe系の金属間化合物が析出する。なお、比較例18では、Mn含有量がFe含有量の1/2未満である(Fe含有量が0.6wt%であるのに対し、Mn含有量は0.2wt%である)にも関わらず、十分な常温疲労強度が得られているが、これは、Fe含有量が少ないために針状の金属間化合物の量が少なかったためと考えられる。 It is also considered that the Mn content is less than 1/2 of the Fe content (Comparative Examples 6 and 14). If the Mn content is less than ½ of the Fe content, needle-like Fe-based intermetallic compounds are deposited on the thick portion. In Comparative Example 18, the Mn content is less than ½ of the Fe content (the Fe content is 0.6 wt%, whereas the Mn content is 0.2 wt%). Sufficient room temperature fatigue strength was obtained, but this is thought to be because the amount of needle-like intermetallic compound was small because the Fe content was small.
一方、Si含有量が15.0wt%以下、Mg含有量が0.2wt%以上、Mn含有量がFe含有量の1/2以上で、且つ、熱処理温度が260℃以下、熱処理時間が3時間以下である実施例1および2では、107回疲労強度が100MPa以上であった。このように、Si含有量を15.0wt%以下、Mg含有量を0.2wt%以上、Mn含有量をFe含有量の1/2以上、且つ、熱処理温度を260℃以下、熱処理時間を3時間以下とすることによって、疲労強度を確保し得ることが確認された。On the other hand, the Si content is 15.0 wt% or less, the Mg content is 0.2 wt% or more, the Mn content is 1/2 or more of the Fe content, the heat treatment temperature is 260 ° C. or less, and the heat treatment time is 3 hours. In Examples 1 and 2 below, the 10 7 times fatigue strength was 100 MPa or more. Thus, the Si content is 15.0 wt% or less, the Mg content is 0.2 wt% or more, the Mn content is 1/2 or more of the Fe content, the heat treatment temperature is 260 ° C. or less, and the heat treatment time is 3 It was confirmed that the fatigue strength can be secured by setting the time to less than the time.
熱サイクル疲労強度については、比較例1〜10、14、16、22および26で良好な結果が得られなかった。これは、Cu含有量が2.0wt%以上であること(比較例1〜9)、Sr含有量が0.002wt%未満であること(比較例26)、Fe含有量が1.0wt%を超えていること(比較例3、6、8、10、14、16および22)が主な原因である。既に説明したように、Cu含有量が0.5wt%を超えると熱伝導率が低くなり、また、それとともに熱サイクル疲労強度が低下する。Srをアルミニウム合金に添加することにより、金属組織を微細化して熱サイクル疲労強度の低下を補うことができるが、Sr含有量が0.002wt%未満であると、その効果が十分に得られない。また、Fe含有量が1.0wt%を超えていると、Al−FeやAl−Fe−Siなどの金属間化合物が生成して靭性が低下し、そのことによって熱サイクル疲労強度が低下する。 As for thermal cycle fatigue strength, good results were not obtained in Comparative Examples 1 to 10, 14, 16, 22, and 26. This is because the Cu content is 2.0 wt% or more (Comparative Examples 1 to 9), the Sr content is less than 0.002 wt% (Comparative Example 26), and the Fe content is 1.0 wt%. Exceeding (Comparative Examples 3, 6, 8, 10, 14, 16, and 22) is the main cause. As already explained, when the Cu content exceeds 0.5 wt%, the thermal conductivity is lowered, and the thermal cycle fatigue strength is lowered at the same time. By adding Sr to the aluminum alloy, the metal structure can be refined to compensate for the decrease in thermal cycle fatigue strength. However, if the Sr content is less than 0.002 wt%, the effect cannot be sufficiently obtained. . On the other hand, if the Fe content exceeds 1.0 wt%, an intermetallic compound such as Al—Fe or Al—Fe—Si is generated and the toughness is lowered, thereby reducing the thermal cycle fatigue strength.
これに対し、Cu含有量が2.0wt%未満、Sr含有量が0.002wt%以上、且つ、Fe含有量が1.0wt%以下である実施例1および2では、常温と250℃とのサイクルにおける許容歪量が0.4%以上であり、熱サイクル疲労強度について良好な評価結果が得られた。このように、Cu含有量を2.0wt%未満、Sr含有量を0.002wt%以上、且つ、Fe含有量を1.0wt%以下とすることにより、十分な熱サイクル疲労強度を確保し得ることが確認された。 On the other hand, in Examples 1 and 2 in which the Cu content is less than 2.0 wt%, the Sr content is 0.002 wt% or more, and the Fe content is 1.0 wt% or less, the normal temperature and 250 ° C. The allowable strain amount in the cycle was 0.4% or more, and good evaluation results were obtained for the thermal cycle fatigue strength. Thus, sufficient thermal cycle fatigue strength can be ensured by setting the Cu content to less than 2.0 wt%, the Sr content to 0.002 wt% or more, and the Fe content to 1.0 wt% or less. It was confirmed.
機械加工性については、比較例3、5、7、11、15、16および23で良好な評価結果が得られなかった。これは、Si含有量が14.0wt%を超えていること(比較例3、5、7、11、15および16)、または、Mn含有量が0.6wt%を超えていること(比較例23)が原因であると考えられる。Si含有量が14.0wt%を超えていると、板状の共晶Siや粗大な初晶Siによって機械加工性が低下してしまう。また、Mn含有量が0.6wt%を超えていると、凝固の遅い場所(燃焼室壁30のような厚肉部)に粗大な金属間化合物(Al−Fe−Mn)が析出するようになり、機械加工性が低下してしまう。 As for machinability, good evaluation results were not obtained in Comparative Examples 3, 5, 7, 11, 15, 16, and 23. This is because the Si content exceeds 14.0 wt% (Comparative Examples 3, 5, 7, 11, 15, and 16), or the Mn content exceeds 0.6 wt% (Comparative Example). 23) is considered to be the cause. When the Si content exceeds 14.0 wt%, the machinability is deteriorated by the plate-like eutectic Si or coarse primary crystal Si. In addition, when the Mn content exceeds 0.6 wt%, a coarse intermetallic compound (Al—Fe—Mn) is deposited in a place where solidification is slow (a thick portion such as the combustion chamber wall 30). Thus, machinability is deteriorated.
これに対し、Si含有量が14.0wt%以下、且つ、Mn含有量が0.6wt%以下である実施例1および2では、機械加工性について良好な評価結果が得られた。このように、Si含有量を14.0wt%以下、且つ、Mn含有量を0.6wt%以下とすることによって、燃焼室壁30のような厚肉部についても十分な機械加工性を確保し得ることが確認された。
On the other hand, in Examples 1 and 2 in which the Si content was 14.0 wt% or less and the Mn content was 0.6 wt% or less, good evaluation results on the machinability were obtained. As described above, by setting the Si content to 14.0 wt% or less and the Mn content to 0.6 wt% or less, sufficient machinability is ensured even for a thick portion such as the
寸法安定性については、比較例1、5、8〜10、12、14〜16、18および32で良好な評価結果が得られなかった。これは、熱処理温度が240℃未満であることや熱処理時間が1時間未満であることが原因である。熱処理温度が240℃未満であったり、熱処理時間が1時間未満であったりすると、エンジン運転中の熱によって熱処理温度以上の熱負荷がかかったときに、材料が永久生長してしまう。 As for dimensional stability, good evaluation results were not obtained in Comparative Examples 1, 5, 8 to 10, 12, 14 to 16, 18 and 32. This is because the heat treatment temperature is less than 240 ° C. and the heat treatment time is less than 1 hour. If the heat treatment temperature is less than 240 ° C. or the heat treatment time is less than 1 hour, the material will grow permanently when a heat load higher than the heat treatment temperature is applied by the heat during engine operation.
上述したように、シリンダヘッド本体100の材料であるアルミニウム合金が、8.0wt%以上12.0wt%以下のSi、0.5wt%以下のCu、0.002wt%以上0.02wt%以下のSr、0.2wt%以上0.5wt%以下のMg、0.5wt%以上1.0wt%以下のFeおよび0.3wt%以上0.6wt%以下のMnを含むことにより、鋳造性、冷却性、常温強度、高温強度、常温疲労強度、熱サイクル疲労強度、機械加工性および寸法安定性のすべてに優れたシリンダヘッド本体100が得られる。
As described above, the aluminum alloy which is the material of the
また、表1、表3、表4および表6に示しているように、熱処理温度が240℃以上であり、且つ、熱処理時間が1時間以上である実施例1および2では、熱処理温度が240℃未満である比較例32や熱処理時間が1時間未満である比較例33よりも高い熱伝導率が得られた。このことから、熱処理温度が240℃以上であり、且つ、熱処理時間が1時間以上であることにより、十分な熱伝導率を確保して冷却性を向上させる効果をより確実に得られることがわかる。 Moreover, as shown in Table 1, Table 3, Table 4, and Table 6, in Examples 1 and 2 where the heat treatment temperature is 240 ° C. or higher and the heat treatment time is 1 hour or longer, the heat treatment temperature is 240 ° C. Higher thermal conductivity was obtained than Comparative Example 32 having a temperature of less than ° C. and Comparative Example 33 having a heat treatment time of less than 1 hour. From this, it is understood that the heat treatment temperature is 240 ° C. or more and the heat treatment time is 1 hour or more, so that the effect of ensuring sufficient thermal conductivity and improving the cooling property can be obtained more reliably. .
さらに、熱処理温度が260℃以下であり、且つ、熱処理時間が3時間以下である実施例1および2では、熱処理温度が260℃を超える比較例30や、熱処理時間が3時間を超える比較例31よりも優れた常温強度が得られた。このことから、熱処理温度が260℃以下であり、且つ、熱処理時間が3時間以下であることにより、シリンダヘッド本体100に要求される寸法安定性を確保できることがわかる。
Furthermore, in Examples 1 and 2 in which the heat treatment temperature is 260 ° C. or less and the heat treatment time is 3 hours or less, Comparative Example 30 in which the heat treatment temperature exceeds 260 ° C. or Comparative Example 31 in which the heat treatment time exceeds 3 hours. Better room temperature strength was obtained. From this, it is understood that the dimensional stability required for the
また、本実施形態のように、排気通路50が、入口側から出口側に向かうにつれてカムチェーン室70から遠ざかるように延びているので、排気通路50の出口とカムチェーン室70との間の空間を広げることができる。従って、冷却風通路60の断面積を十分に大きく確保しやすい。そのため、十分に高い冷却性能を実現することができる。
Further, as in the present embodiment, the
さらに、本実施形態では、排気通路50は、その軸線50xが直線状となるように形成されている。従って、排気抵抗を低減し、いっそう効率の良い燃焼が可能となる。また、ダイカスト鋳造によってシリンダヘッド本体100を成形する際に、最終形状の排気通路50を金型により形成することができるので、排気通路50の形状を後加工により変更する必要がない。
Further, in the present embodiment, the
なお、冷却風通路60の断面積を十分に大きく確保する観点からは、排気通路50の軸線50xは、前後方向に対してある程度以上大きな角度で傾斜していることが好ましい。具体的には、排気通路50の軸線50xは、4つのボルト孔80a〜80dのうちのカムチェーン室70側に位置する2つのボルト孔80aおよび80bの中心を結ぶ直線L3に対し、20°以上の角度をなすように傾斜していることが好ましい。ただし、傾斜角度が大きすぎると、排気抵抗が大きくなりすぎることがあるので、傾斜角度は30°以下であることが好ましい。
Note that, from the viewpoint of ensuring a sufficiently large cross-sectional area of the cooling
本実施形態のように、複数のボルト孔80a〜80dのうちのあるボルト孔80aが、排気通路50とカムチェーン室70との間に設けられていると、排気通路50とカムチェーン室70との間よりも狭い空間(つまりボルト孔80aと排気通路50との間の空間)内に、冷却風通路60の一部を位置させる(配置する)必要がある。しかしながら、上述したように、排気通路50が、入口側から出口側に向かうにつれてカムチェーン室70から遠ざかるように延びていることにより、ボルト孔80aと排気通路50との間においても冷却風通路60の断面積を十分に大きく確保することができる。
As in the present embodiment, when a
また、排気通路50の形状を、その軸線50xが直線状となるように設計すると、中子を用いることなく金型により排気通路50を形成することが容易である。金型によって排気通路50を形成すると、排気通路50の内周面の表面粗さを、中子を使う場合に比べて小さくすることができる。より具体的には、排気通路50の内周面の表面粗さRz(最大高さ)を、30μm以下にすることができ、排気抵抗を低減してエンジン101の出力を向上させることができる。なお、吸気通路40の内周面の表面粗さRzも30μm以下にすることにより、吸気抵抗を低減してエンジン101の出力をいっそう向上させることができる。
Further, if the shape of the
複数の冷却フィン10は、排気通路50を規定する排気通路壁から延びる冷却フィン10を含んでいることが好ましい。排気通路50は、シリンダヘッド本体100の中でも高温となり易い箇所であるので、冷却フィン10が排気通路壁から延びていることにより、冷却効率を向上させることができる。排気通路壁から延びる冷却フィン10は、十分に高い冷却効率を確保する観点から、より具体的には、排気通路壁のうちの、少なくとも、ボルト孔(排気通路壁から延びる冷却フィン10にもっとも近いボルト孔)80cに対応したボス(スタッドボルト用ボス)80よりもシリンダ軸線L1側に位置する部分から延びている(図10参照)。
The plurality of cooling
ここで、複数の冷却フィン10のうち、燃焼室壁30の頂部に対して燃焼室110側に位置する冷却フィン10aを「第1冷却フィン」と呼び、燃焼室壁30の頂部に対して燃焼室110とは反対側(つまりカム室側)に位置する冷却フィン10bを「第2冷却フィン」と呼ぶとする。本実施形態では、複数の冷却フィン10は、図8、図9および図10からわかるように、第1冷却フィン10aの面積の合計が、第2冷却フィン10bの面積の合計よりも大きくなるように設けられている。
Here, among the plurality of cooling
エンジン101の運転中、シリンダヘッド本体100のうち、燃焼室壁30の頂上部に対して燃焼室110側の領域は、燃焼室壁30の頂上部に対して燃焼室110とは反対側の領域よりも温度が高くなる。そのため、前者の領域に位置する第1冷却フィン10aの面積の合計が、後者の領域に位置する第2冷却フィン10bの面積の合計よりも大きいことにより、効率的に冷却性を向上させることができる。
During operation of the
また、本実施形態では、複数の冷却フィン10は、図10に示すように、シリンダ軸線L1に対してカムチェーン室70とは反対側から見たとき(図10における紙面に垂直な方向から見たとき)、第1冷却フィン10aのシリンダ軸線L1側の端部10a1が、第2冷却フィン10bのシリンダ軸線L1側の端部10b1よりも、シリンダ軸線L1の近くに位置するように設けられている。つまり、第2冷却フィン10bの端部10b1の方が、第1冷却フィン10aの端部10a1よりもシリンダ軸線L1から離れている。このことにより、冷却風通路60の断面積をより大きくすることができる。
In the present embodiment, as shown in FIG. 10, the plurality of cooling
さらに、本実施形態では、冷却風通路60の一部は、図10に示すように、排気通路50を規定する排気通路壁51であって、カム室壁20と鋭角をなすように交差する排気通路壁51により規定されている。このことにより、以下のような利点が得られる。
Further, in the present embodiment, as shown in FIG. 10, a part of the cooling
通常、冷却風通路の形状をダイカスト鋳造の際に金型で形成する場合、金型の、冷却風通路に対応する部分は、他の部分から突出した形状を有する。そのような突出した形状を有する部分の先端は、溶湯の熱によって高温になりやすい。特に、先端に角があると、それが溶損してしまうことがある。そのため、一般的には、先端をその断面が円状になるように設計する。しかしながら、本実施形態のように、冷却風通路60の一部を、カム室壁20と鋭角をなすように交差する排気通路壁51で規定することにより、冷却風通路60の断面積を大きくすることができる。この場合、カム室壁20と排気通路壁51とは、ともに肉厚が小さくてもよいので、溶損の問題を回避することができる。
Normally, when the shape of the cooling air passage is formed by a die during die casting, the portion of the die corresponding to the cooling air passage has a shape protruding from the other portion. The tip of the portion having such a protruding shape is likely to become high temperature due to the heat of the molten metal. In particular, if there is a corner at the tip, it may melt. Therefore, generally, the tip is designed so that its cross section is circular. However, as in this embodiment, by defining a part of the cooling
カム室壁20は、2.5mm以下の厚さを有することが好ましい。カム室壁20の厚さが2.5mm以下であることにより、金型の角の溶損をいっそう確実に防止することができる。ただし、カム室壁20の厚さが1.5mm未満であると、カム室109に要求される耐圧強度が十分に得られず、歪みにより発生する変形応力に対する耐性が不足することがあるので、カム室壁20の厚さは1.5mm以上であることが好ましい。
The
また、本実施形態では、シリンダヘッド本体100がダイカスト鋳造により成形されるので、冷却フィン10の肉厚とピッチとを小さくすることができ、冷却性を向上させることができる。具体的には、図14に示すように、複数の冷却フィン10のそれぞれの先端部の厚さをtとし、複数の冷却フィン10のピッチをpとしたとき、各冷却フィン10の先端部の厚さtを1.0mm以上2.5mm以下とし、複数の冷却フィン10を7.5mm以下のピッチpで配置することができる。
Moreover, in this embodiment, since the cylinder head
複数の冷却フィン10のそれぞれは、2.0°以下の抜き勾配を有することが好ましい。抜き勾配を2.0°以下と小さくすることにより、冷却フィン10の根元部における間隔を大きくすることができるので、冷却性をさらに向上させることができる。ただし、離型を容易にする観点からは、複数の冷却フィン10のそれぞれの抜き勾配は、1.0°以上であることが好ましい。
Each of the plurality of cooling
また、本実施形態におけるシリンダヘッド本体100は、図10に示すように、冷却風通路60内に設けられ、燃焼室壁30とカム室壁20とを連結するリブ90をさらに有する。燃焼室壁30とカム室壁20とをリブ90が連結することにより、リブ90が燃焼室壁30の熱をカム室壁20に伝達し、カム室109の潤滑油を用いた冷却が可能になるので、冷却性を向上させることができる。また、リブ90が冷却風通路60内に配置されることにより、冷却風CAによる冷却効果も得られる。
Further, as shown in FIG. 10, the
なお、リブ90は、ダイカスト鋳造によりシリンダヘッド本体100が成形される場合の型抜き方向に沿って形成されていることが好ましい。そのため、リブ90は、冷却風通路60を規定する壁部分(冷却風通路壁)に沿って形成されていることが好ましい。
In addition, it is preferable that the
また、排気通路50の軸線50xに直交する面に沿った排気通路50の断面形状が略楕円であり、且つ、排気通路50の出口50bの形状が図9に示されているように略真円であることが好ましい。排気管142の断面形状は一般に略真円であるので、排気通路50の出口50bの形状が略真円であることにより、通路面積の急激な変化を防止してエンジン101の性能の低下を防止することができる。既に説明したように、排気通路50は、入口側から出口側に向かうにつれてカムチェーン室70から遠ざかるように延びているので、軸線50xに直交する面に沿った排気通路50の断面形状が略真円であると、排気通路50の出口50bの形状を略真円にすることはできない。軸線50xに直交する面に沿った排気通路50の断面形状が略楕円であることによって、つまり、軸線50xに直交する面に沿った排気通路50の断面形状の真円度を、排気通路50の出口50bの形状の真円度よりも低くすることにより、排気通路50の出口50bの形状を略真円にすることができる。
Further, the cross-sectional shape of the
さらに、冷却風通路60やカムチェーン室109を規定する壁部、複数の冷却フィン10を含む外側面に、ショットブラスト処理を行うことも好ましい。ショットブラスト処理による粗面化により、冷却風CAと接触する面積が増加するので、冷却性のいっそうの向上を図ることができる。また、ショットブラスト処理により、冷却風通路60のバリ取りを行うこともできる。
Further, it is also preferable to perform shot blasting on the wall portion defining the cooling
また、冷却性のさらなる向上のために、リブ90から延びる冷却フィンを設けたり、リブ90にショットブラスト処理を施したりすることも好ましい。
In order to further improve the cooling performance, it is also preferable to provide cooling fins extending from the
本発明の実施形態における内燃機関101は、自動二輪車、ATV(All Terrain Vehicle)などの各種鞍乗型車両に好適に用いられる。また、発電機などにも好適に用いられる。
The
本発明によると、高い圧縮比での運転が可能で燃費に優れた空冷式単気筒内燃機関が提供される。本発明による空冷式単気筒内燃機関は、自動二輪車をはじめとする各種の鞍乗型車両に好適に用いられる。 According to the present invention, an air-cooled single-cylinder internal combustion engine that can be operated at a high compression ratio and has excellent fuel efficiency is provided. The air-cooled single-cylinder internal combustion engine according to the present invention is suitably used for various straddle-type vehicles such as motorcycles.
1 自動二輪車(鞍乗型車両)
10 冷却フィン
20 カム室壁
30 燃料室壁
32 プラグ孔
40 吸気通路
40a 吸気ポート
40b 開口部
50 排気通路
50a 排気ポート(排気通路の入口)
50b 開口部(排気通路の出口)
50x 排気通路の軸線
51 排気通路壁
60 冷却風通路
60a 冷却風通路の入口
60b 冷却風通路の出口
70 カムチェーン室
80 ヘッドボルトボス
80a、80b、80c、80d ボルト孔
90 リブ
100 シリンダヘッド本体
101 エンジン(内燃機関)
102 クランクケース
103 シリンダブロック
104 シリンダヘッド
105 シリンダヘッドカバー
106 シリンダ
108 カムシャフト
109 カム室
110 燃焼室
113 カムチェーン
121 冷却ファン
130 シュラウド
141 吸気管
142 排気管
151 吸気バルブ
152 排気バルブ
CA 冷却風
D1 シリンダ軸線方向
L1 シリンダ軸線1 Motorcycle (saddle-ride type vehicle)
DESCRIPTION OF
50b Opening (exhaust passage outlet)
50x
102 Crankcase 103
Claims (7)
カム室を規定するカム室壁と、
燃焼室を規定する燃焼室壁と、
前記燃焼室への吸気を行うための吸気通路と、
前記燃焼室からの排気を行うための排気通路と、
前記カム室壁および前記燃焼室壁の間に冷却風を通すための冷却風通路と、を有するシリンダヘッド本体を備え、
前記シリンダヘッド本体は、アルミニウム合金からダイカスト鋳造により一体的に成形されており、
前記アルミニウム合金は、8.0wt%以上12.0wt%以下のSi、0.5wt%以下のCu、0.002wt%以上0.02wt%以下のSr、0.2wt%以上0.5wt%以下のMg、0.5wt%以上1.0wt%以下のFeおよび0.3wt%以上0.6wt%以下のMnを含み、
前記シリンダヘッド本体の100℃における熱伝導率は、145W/(m・K)以上であり、
前記シリンダヘッド本体の常温におけるロックウェル硬さは、70HRF以上90HRF以下である空冷式単気筒内燃機関。A plurality of cooling fins;
A cam chamber wall defining the cam chamber;
A combustion chamber wall defining the combustion chamber;
An intake passage for performing intake to the combustion chamber;
An exhaust passage for exhausting from the combustion chamber;
A cylinder head body having a cooling air passage for passing cooling air between the cam chamber wall and the combustion chamber wall;
The cylinder head body is integrally formed by die casting from an aluminum alloy,
The aluminum alloy includes 8.0 wt% or more and 12.0 wt% or less of Si, 0.5 wt% or less of Cu, 0.002 wt% or more and 0.02 wt% or less of Sr, 0.2 wt% or more of 0.5 wt% or less. Mg, 0.5 wt% to 1.0 wt% Fe and 0.3 wt% to 0.6 wt% Mn,
The thermal conductivity of the cylinder head body at 100 ° C. is 145 W / (m · K) or more,
An air-cooled single-cylinder internal combustion engine in which the Rockwell hardness of the cylinder head body at room temperature is 70 HRF or more and 90 HRF or less.
前記複数の冷却フィンは、7.5mm以下のピッチで配置されている請求項1に記載の空冷式単気筒内燃機関。Each tip of the plurality of cooling fins has a thickness of 1.0 mm or more and 2.5 mm or less,
The air-cooled single-cylinder internal combustion engine according to claim 1, wherein the plurality of cooling fins are arranged at a pitch of 7.5 mm or less.
複数の冷却フィンと、カム室を規定するカム室壁と、燃焼室を規定する燃焼室壁と、前記燃焼室への吸気を行うための吸気通路と、前記燃焼室からの排気を行うための排気通路と、前記カム室壁および前記燃焼室壁の間に冷却風を通すための冷却風通路とを有するシリンダヘッド本体を、前記アルミニウム合金からダイカスト鋳造により一体的に成形する第2の工程と、
前記第2の工程の後に、前記シリンダヘッド本体を水冷し、その後、前記シリンダヘッド本体に240℃以上260℃以下の温度で1時間以上3時間以下の熱処理を行う第3の工程と、
を包含する空冷式単気筒内燃機関の製造方法。8.0 wt% to 12.0 wt% Si, 0.5 wt% or less Cu, 0.002 wt% to 0.02 wt% Sr, 0.2 wt% to 0.5 wt% Mg, 0.5 wt% A first step of preparing an aluminum alloy containing Fe of not less than 1.0% and not more than 1.0 wt% and Mn of not less than 0.3 wt% and not more than 0.6 wt%;
A plurality of cooling fins, a cam chamber wall defining a cam chamber, a combustion chamber wall defining a combustion chamber, an intake passage for performing intake air to the combustion chamber, and exhausting from the combustion chamber A second step of integrally forming a cylinder head body having an exhaust passage and a cooling air passage for passing cooling air between the cam chamber wall and the combustion chamber wall from the aluminum alloy by die casting; ,
After the second step, the cylinder head body is water-cooled, and then the cylinder head body is heat-treated at a temperature of 240 ° C. to 260 ° C. for 1 hour to 3 hours,
Of manufacturing an air-cooled single cylinder internal combustion engine.
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