JP4372663B2 - エンジン動弁系部品 - Google Patents

Description

本発明は、潤滑油を用いた湿式条件で使用されるエンジン動弁系部品に関し、特に摺動時の摩擦係数が小さいエンジン動弁系部品に関する。

資源保護や環境問題等の観点から、自動車の燃費向上が望まれる。このため、自動車エンジンの摩擦によるエネルギー損失を、できるだけ低減する必要がある。自動車エンジンの主な摺動部として、動弁系、ピストン系、軸受系が挙げられる。これらの摩擦損失に占める動弁系の割合は少なくなく、動弁系部品について摩擦の低減が強く求められる。

従来より、摺動部材の摩擦係数の低減や耐摩耗性の向上を図る方法として、摺動面への被膜の形成、窒化処理等の表面処理が知られている。例えば、ＤＬＣ（ダイヤモンドライクカーボン）膜と呼ばれる非晶質硬質炭素膜は、摺動面の摺動性を高める被膜として期待されている（例えば、特許文献１、２参照。）。
特開平３−２４０９５７号公報 特開２００１−１９２８６４号公報

例えば、上記特許文献１には、珪素（Ｓｉ）を含む非晶質硬質炭素膜が開示されている。この非晶質硬質炭素膜は、潤滑油を用いない乾式条件では、低い摩擦係数を示す。しかし、潤滑油を用いた湿式条件では、摩擦係数を低減することは難しい。例えば、動力伝達のための高摩擦を想定した駆動系油を潤滑油として用いた場合には、摩擦係数は高くなる。この要因として、潤滑油に含まれる各種添加剤の影響が考えられる。潤滑油中の添加剤は、非晶質硬質炭素膜の表面に吸着、反応して境界膜を形成する。摩擦係数は、この境界膜により決定されると考えられる。

一方、上記特許文献２には、芳香族化合物を含有した潤滑油を用いる試みが開示されている。芳香族化合物は、非晶質硬質炭素膜への吸着力が高いため、非晶質硬質炭素膜の表面に強固な境界膜を形成する。つまり、非晶質硬質炭素膜の表面に強固な境界膜を形成させることで、固体接触割合を減らし、摩擦係数の低減を図っている。しかし、この方法では、添加剤が変更された場合、芳香族化合物以外の物質の吸着、反応で、摩擦係数の低減が阻害されてしまうおそれがある。また、環境問題等の観点から、今後、添加剤の種類の見直しや量の適正化が進むことも考えられる。この場合、添加剤の吸着、反応に依存した上記方法では、摩擦係数を低減することが困難になると予想される。

本発明は、このような実状に鑑みてなされたものであり、潤滑油を用いた湿式条件で使用した場合に、潤滑油に含まれる添加剤の吸着、反応に依存することなく低摩擦係数を実現できるエンジン動弁系部品を提供することを課題とする。

本発明のエンジン動弁系部品は、潤滑油を用いた湿式条件で使用されるエンジン動弁系部品であって、動弁系部品本体と、該動弁系部品本体の相手材との摺動面の少なくとも一部に形成された非晶質硬質炭素膜と、からなり、該非晶質硬質炭素膜のＳｉ含有量は５ａｔ％より多く２０ａｔ％以下であり、表面粗さはＲzjis０．３μｍ以下であり、該非晶質硬質炭素膜は摺接時に表面にシラノールが生成されることを特徴とする。

本発明のエンジン動弁系部品は、Ｓｉ含有量が５ａｔ％より多く２０ａｔ％以下であり、かつ、表面粗さはＲzjis０．３μｍ以下であり、該非晶質硬質炭素膜は摺接時に表面にシラノールが生成される非晶質硬質炭素膜を備える。非晶質硬質炭素膜の表面粗さは非常に小さい。このため、非晶質硬質炭素膜を摺動面とした場合、固体−固体接触による境界摩擦の割合が低減し、潤滑油による潤滑割合が増加する。これより、摩擦係数が低減する。また、非晶質硬質炭素膜は、鋼材と比較して硬く、摩耗し難い。このため、相手材と摺接しても、初期の表面粗さを維持することができる。さらに、非晶質硬質炭素膜は所定量のＳｉを含む。本発明者の分析によれば、Ｓｉを含むことにより、摺接時に非晶質硬質炭素膜の表面にシラノール（ＳｉＯＨ）が生成される。このシラノールの生成により、仮に固体同士が接触した場合でも、境界摩擦は大幅に低減すると考えられる。このように、本発明のエンジン動弁系部品は、潤滑油による潤滑割合の増加および境界摩擦の低減の両作用により、低摩擦係数を示す。

本発明のエンジン動弁系部品は、Ｓｉ含有量が５ａｔ％より多く２０ａｔ％以下であり、かつ、表面粗さはＲzjis０．３μｍ以下であり、該非晶質硬質炭素膜は摺接時に表面にシラノールが生成される非晶質硬質炭素膜を備える。非晶質硬質炭素膜の表面粗さが小さいため、潤滑油による潤滑割合が増加する。また、非晶質硬質炭素膜はＳｉを含むため、境界摩擦も低減する。よって、本発明のエンジン動弁系部品を用いれば、潤滑油中の添加剤の吸着、反応に依存することなく、低摩擦係数を実現できる。また、本発明のエンジン動弁系部品どうしを組み合わせて用いることで、より一層、摩擦係数を低減することができる。

以下、本発明のエンジン動弁系部品について詳細に説明する。本発明のエンジン動弁系部品は、潤滑油を用いた湿式条件で使用される。潤滑油には、通常用いられるエンジン油を用いればよい。

本発明のエンジン動弁系部品は、動弁系部品本体と、動弁系部品本体の相手材との摺動面の少なくとも一部に形成された非晶質硬質炭素膜と、からなる。動弁系部品本体としては、カムシャフトの回転によりバルブを開閉する動弁機構を構成する種々の部品が挙げられる。例えば、カムシャフト、カム、シム、バルブリフタ、プッシュロッド、ロッカアーム、ローラ、ピボット、ラッシュアジャスタ、バルブ、ステムキャップ等が挙げられる。これら動弁系部品本体の材質は、部品の種類に応じて適宜選択される。例えば、カムシャフト、カムには、主に鋳鉄が用いられる。バルブリフタ、プッシュロッド、シム、ピボット、ラッシュアジャスタ、ステムキャップ、ロッカアーム、ローラ、カム軸受には、炭素鋼、アルミニウム合金等が用いられる。バルブには、炭素鋼にクロム等を加えた耐熱鋼、チタン合金が用いられる。

摩擦係数の低減を図るには、非晶質硬質炭素膜は、少なくとも相手材との摺動面に形成されることが必要である。ここで、非晶質硬質炭素膜は、摺動面の全体に形成されていてもよく、摺動面の一部のみに形成されていてもよい。

一対の部材が摺動し、摺動面にすべりと転がりとが生じる場合には、すべりの割合（すべり率）が大きい摺動面に、非晶質硬質炭素膜を形成することにより、摩擦係数の低減効果を存分に発揮させることができる。例えば、非晶質硬質炭素膜を、すべり率が１％以上の摺動面、さらには、すべり率が５％以上の摺動面に形成すると効果的である。本明細書では、「すべり率」を「摺動する一対の部材における、両部材の平均転がり速度に対する両部材の転がり速度の差の割合」と定義する。よって、「すべり率」は、次式（１）で算出される。式（１）中、Ｕ１は一方の部材の転がり速度を、Ｕ２はもう一方の部材の転がり速度を示す（Ｕ１＞Ｕ２）。
すべり率（％）＝［（Ｕ１−Ｕ２）／｛（Ｕ１＋Ｕ２）／２｝］×１００・・・式（１）
すべり率が１％以上になる摺動面としては、例えば、ローラロッカ式動弁系におけるピボット軸とピボット軸受との摺動面や、ロッカアームのバルブ押圧部とステムキャップとの摺動面、直打式動弁系におけるカムとシムとの摺動面等が挙げられる。

本発明のエンジン動弁系部品が備える非晶質硬質炭素膜は、炭素（Ｃ）、水素（Ｈ）、Ｓｉを含む。Ｓｉ含有量は、１ａｔ％以上２０ａｔ％以下である。Ｓｉ含有量が１ａｔ％未満の場合には、境界摩擦の低減効果が小さい。境界摩擦をより低減するためには、Ｓｉ含有量を５ａｔ％以上、さらには６ａｔ％以上とすることが望ましい。また、実用的な成膜速度を得るという観点では、Ｓｉ含有量を５ａｔ％より多くすることが望ましい。一方、Ｓｉ含有量が２０ａｔ％を超えると、非晶質硬質炭素膜の摩耗量が増加してしまう。耐摩耗性および耐焼付き性を考慮した場合には、Ｓｉ含有量を９．８ａｔ％以下とすることが望ましい。９．５ａｔ％以下とするとより好適である。

また、Ｈ含有量は、２０ａｔ％以上４０ａｔ％以下とするとよい。Ｈ含有量が２０ａｔ％未満の場合には、非晶質硬質炭素膜の硬さは大きくなるが、密着力や靱性が低下する。Ｈ含有量を２５ａｔ％以上とすると好適である。反対に、Ｈ含有量が４０ａｔ％を超えると、非晶質硬質炭素膜の硬さが小さくなり、耐摩耗性が低下する。Ｈ含有量を３５ａｔ％以下とすると好適である。

非晶質硬質炭素膜の表面粗さは、Ｒzjis０．５μｍ以下である。表面粗さがＲzjis０．５μｍを超えると、潤滑油による潤滑割合の増加は期待できず、摩擦係数を低減することができない。好ましくは、表面粗さをＲzjis０．４５μｍ以下とする。さらにＲzjis０．３μｍ以下とするとより好適である。表面粗さの算出方法は、ＪＩＳ Ｂ ０６０１（１９９４）に規定された方法に従う。

非晶質硬質炭素膜の硬さは、特に限定されるものではない。例えば、耐摩耗性等を考慮した場合には、１５ＧＰａ以上であるとよい。本明細書では非晶質硬質炭素膜の硬さとして、ナノインデンター試験機（株式会社東陽テクニカ製 ＭＴＳ）による測定値を採用する。

一般に、自動車エンジンの寿命は３０万ｋｍ以上と言われており、エンジン動弁系部品には高い耐久性が要求される。このため、摩耗等を考慮して、非晶質硬質炭素膜の膜厚を２μｍ以上とすることが望ましい。５μｍ以上とするとより好適である。

摺動面圧が１００ＭＰａ以上と高い摺動環境では、動弁系部品本体から非晶質硬質炭素膜が剥離し易い。よって、そのような摺動環境であっても、非晶質硬質炭素膜の剥離を抑制すべく、動弁系部品本体と非晶質硬質炭素膜との密着力を大きくすることが望ましい。例えば、動弁系部品本体が鋼製の場合には、動弁系部品本体と非晶質硬質炭素膜との密着力を２０Ｎ以上とすることが望ましい。また、摺動面圧が１０００ＭＰａ以上の摺動環境で使用する場合には、密着力を３０Ｎ以上とすることが望ましい。ここで、動弁系部品本体と非晶質硬質炭素膜との密着力としては、通常のスクラッチ試験による膜の剥離荷重を採用する。すなわち、頂角１２０度、先端半径０．２ｍｍのダイヤモンドコーンに荷重をかけて膜を引掻き、膜が剥離した時の荷重を密着力とする。

一方、アルミニウム合金の硬さはＨＶ１００前後であり、鋼材の硬さよりも小さい。このため、動弁系部品本体がアルミニウム合金製の場合には、上記スクラッチ試験法では密着性の評価が難しい。また、鋳鉄はグラファイトを含んだ組織である。このため、動弁系部品本体が鋳鉄製の場合にも、スクラッチ試験法では密着性の評価が難しい。同様に、動弁系部品本体がチタン合金製の場合にも、スクラッチ試験法では密着性の評価が難しい。よって、例えば、動弁系部品本体が、アルミニウム合金製、鋳鉄製、またはチタン合金製である場合には、以下に述べるロックウェル圧痕試験法により密着性を評価する。

ロックウェル圧痕試験法は、円錐型ダイヤモンド圧子（ロックウェルＣスケール圧子）に荷重を１００〜１５００Ｎ負荷し、その圧痕周辺の膜の剥離状態から密着性を評価する方法である。ロックウェル圧痕試験法は、ドイツでＤＩＮ規格化されようとしている。例えば、W.Heinke et al，「Eval-uation of PVD nitride coatings,using impact,scratch and Rockwell-C adhesion tests」，Thin Solid Films，270(1995)p.431-438に記載されているように、圧痕周辺に膜の剥離が見られない場合（ＨＦ１〜４）には、密着性は良好と評価される。一方、膜の剥離が見られる場合（ＨＦ５、６）には、密着性は不良と評価される。したがって、動弁系部品本体がアルミニウム合金製、鋳鉄製、またはチタン合金製である場合には、動弁系部品本体と非晶質硬質炭素膜との密着状態は、１５００Ｎの荷重を負荷したロックウェル圧痕試験による評価で、ＨＦ１〜４の状態であることが望ましい。

非晶質硬質炭素膜は、プラズマＣＶＤ法、イオンプレーティング法、スパッタリング法等、既に公知のＣＶＤ法、ＰＶＤ法により形成することができる。しかし、スパッタリング法に代表されるように、ＰＶＤ法では成膜原料に指向性がある。よって、均一に成膜するためには、装置内に複数のターゲットを配置したり、成膜対象の動弁系部品本体を回転させることが必要となる。その結果、成膜装置の構造が複雑化し、高価になる。また、動弁系部品の形状によっては成膜し難い場合がある。一方、プラズマＣＶＤ法は、反応ガスにより成膜するため、動弁系部品の形状に関わらず均一に成膜することができる。また、成膜装置の構造も単純で安価である。プラズマＣＶＤ法には、例えば、高周波放電を利用する高周波プラズマＣＶＤ法や、直流放電を利用する直流プラズマＣＶＤ法等がある。特に、直流プラズマＣＶＤ法は、成膜装置を真空炉と直流電源とから構成すればよく、また、様々な形状の動弁系部品に対して容易に成膜できるため好適である。

例えば、非晶質硬質炭素膜を、直流プラズマＣＶＤ法により成膜する場合には、まず、真空容器内に動弁系部品本体を配置して、反応ガスおよびキャリアガスを導入する。そして、放電によりプラズマを生成させ、動弁系部品本体に付着させればよい。反応ガスには、メタン（ＣＨ₄）、アセチレン（Ｃ₂Ｈ₂）等の炭化水素ガス、Ｓｉ（ＣＨ₃）₄［ＴＭＳ］、ＳｉＨ₄、ＳｉＣｌ₄、ＳｉＨ₂Ｆ₄等の珪素化合物ガス、および水素ガスを用い、キャリアガスにはアルゴンガスを用いればよい。

本発明のエンジン動弁系部品が、非晶質硬質炭素膜を摺動面として相手材と摺接した場合、含有されるＳｉにより非晶質硬質炭素膜の表面にはシラノールが生成される。シラノールの生成は、例えば、誘導体化法を利用したＸＰＳ分析により検出することができる。誘導体化ＸＰＳ分析は、次の手順で行う。まず、反応試薬のトリデカフルオロ−１，１，２，２−テトラヒドロオクチル−ジメチルクロロシランが入った硫酸中に、摺動後の非晶質硬質炭素膜を１時間浸漬する。この時、シラノールが生成していれば、膜表面のＯＨ基と反応試薬中のＣｌとが反応し脱塩酸される。次に、非晶質硬質炭素膜を取り出し、クロロホルムにより充分洗浄する。その後、ＸＰＳ分析によりＦ量を求めることで、シラノール量を定量することができる。

動弁系部品本体と非晶質硬質炭素膜との密着性を向上させるという観点から、非晶質硬質炭素膜が形成される動弁系部品本体の表面には、予めイオン衝撃法による凹凸形成処理が施されていることが望ましい。凹凸形成処理により、動弁系部品本体の表面は、平均高さが１０ｎｍ以上１００ｎｍ以下、平均幅が３００ｎｍ以下の凸部をもつ凹凸面となる。この凹凸面に非晶質硬質炭素膜を形成することで、密着性が向上する。形成された凹凸面の凸部は半球状である。この半球状の凸部の底から頂点までの距離を、凸部の高さとする。また、半球状の凸部の底の最大径（凸部の底面形状が真円の場合は直径、凸部の底面形状が楕円の場合は長軸径）に相当する水平方向の距離を、凸部の幅とする。

この場合、平均高さが１０ｎｍ未満では、機械的なアンカー効果が得られず、密着性の向上効果が充分ではない。一方、１００ｎｍを越えると、平滑な非晶質硬質炭素膜を成膜し難くなる。なお、平均高さを２０ｎｍ以上７０ｎｍ以下とすると、より密着性が向上する。また、平均幅が３００ｎｍを越えると、アンカー効果が得られず、密着性の向上効果が充分ではない。凸部の高さ、幅は、走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）、原子間力顕微鏡（ＡＦＭ）等により測定すればよい。

また、凹凸面に占める凸部の面積割合は、凹凸面の面積を１００％とした場合に３０％以上であるとよい。凸部の面積割合を３０％以上とすることで、非晶質硬質炭素膜の密着性向上効果を充分発揮させることができる。

イオン衝撃法の手順は以下の通りである。まず、密閉容器内に動弁系部品本体を設置し、容器内のガスを排気して所定のガス圧とする。ガス圧は、０．１３Ｐａ以上２６６６Ｐａ以下とすることが望ましい。ガス圧力が０．１３Ｐａ未満では、動弁系部品本体を充分に加熱することができない。２６６６Ｐａを越えると、微細な凹凸を形成することができない。次に、凹凸形成処理用ガスを導入する。この凹凸形成処理用ガスには、ヘリウム、ネオン、アルゴン、クリプトン、キセノン、ラドンから選ばれる一種または二種以上からなる希ガスを利用すればよい。また、希ガスに水素を加えると、動弁系部品本体の表面の酸化を抑制することができる。次に、イオン衝撃を与える。イオン衝撃を与える手段としては、グロー放電またはイオンビームを利用すればよい。放電電圧２００〜１０００Ｖ、電流０．５〜３．０Ａで、３０〜６０分間イオン衝撃を行うと、均一で微細なナノメートルオーダの凹凸を形成することができる。また、イオン衝撃を与えている時に、動弁系部品本体の硬さが低下しない温度（２００℃以上は必要）にまで加熱すると、さらに均一で微細な凹凸を形成することができる。

また、動弁系部品本体の表面に、均一で微細な凹凸を形成するため、凹凸形成処理の前に、窒化処理を施しておくことが望ましい。窒化処理の方法としては、例えば、ガス窒化法、塩浴窒化法、イオン窒化法がある。窒化処理の後、その表面を表面粗さがＲzjis０．５μｍ以下となるよう研磨加工して、上述したイオン衝撃を加えればよい。

本発明のエンジン動弁系部品は、相手材との摺接において低摩擦係数を示す。ここで、相手材の摺動面は、炭素鋼、合金鋼、鋳鉄、アルミニウム合金等、相手材の材質そのものの態様でもよく、既に公知の表面処理が施された態様であってもよい。特に、相手材の摺動面にも、Ｓｉ含有量１ａｔ％以上２０ａｔ％以下、表面粗さＲzjis０．５μｍ以下の非晶質硬質炭素膜が形成されている場合には、より摩擦係数が低減され好適である。つまり、本発明のエンジン動弁系部品どうしを組み合わせて用いることで、より一層、摩擦係数を低減することができる。

以下に、本発明のエンジン動弁系部品の一実施形態を示す。まず、本実施形態のエンジン動弁系部品が配設された動弁機構の構成について説明する。図１に、本実施形態のエンジン動弁系部品が配設された動弁機構の一部断面図を示す。図２に、図１中の点線枠ＩＩの拡大図を示す。

図１に示すように、動弁機構３は、カムシャフト４０と、カム４１と、ロッカアーム５と、バルブ７と、ピボット６とからなる。カム４１は、カムシャフト４０に配置される。カム４１は、拡径方向に突出した突出部４１０を持つ。ロッカアーム５は、ローラ５０と支持軸５１とニードル５２とバルブ押圧部５３とピボット軸連結部５４とアーム本体５５とを備える。

アーム本体５５は、矩形状を呈する。ローラ５０は、円筒状を呈する。ローラ５０は、アーム本体５５の長手方向ほぼ中央に配置される。ローラ５０外周面は、カム４１の突出部４１０の外周面に当接する。

支持軸５１は、ローラ５０と別体である。支持軸５１は、ローラ５０の内周側に配置される。ニードル５２は、丸棒状を呈する。ニードル５２は、支持軸５１の外周面とローラ５０の内周面との間に介装される。ニードル５２は、周方向に並んで複数配置される。ローラ５０は、支持軸５１に対して回転可能である。

バルブ押圧部５３は、矩形板状を呈する。バルブ押圧部５３は、アーム本体５５の長手方向一端に配置される。ピボット軸連結部５４は、矩形板状を呈する。ピボット軸連結部５４は、アーム本体５５の長手方向他端に配置される。ピボット軸連結部５４には、連結孔５４０が穿設される。

バルブ７は、バルブ本体７０と、ステムキャップ７１と、リテーナ７２と、コッタ７３と、バルブスプリング７４と、オイルシール７５とを備える。バルブ本体７０は、下方に向かって広がるラッパ状を呈する。バルブ本体７０は、図示しないシリンダヘッドのバルブガイドに挿入される。コッタ７３は、二つの円筒半割体からなる。コッタ７３は、バルブ本体７０の上部に環装される。リテーナ７２は、リング状を呈する。リテーナ７２は、コッタ７３の外周側に配置される。

バルブスプリング７４は、リテーナ７２の下面と、シリンダヘッドに形成されたスプリングシート（図略）との間に介装される。バルブスプリング７４は、リテーナ７２、つまりバルブ本体７０を、上方に付勢する。ステムキャップ７１は、下方に開口するカップ状を呈する。ステムキャップ７１は、バルブ本体７０の上端を覆っている。ステムキャップ７１の上底壁は、バルブ押圧部５３に当接する。オイルシール７５は、リング状を呈する。オイルシール７５は、バルブ本体７０におけるリテーナ７２の下方部分に環装される。オイルシール７５は、バルブガイド（図略）の上端を覆っている。

ピボット６は、ピボット軸６０と、ナット６１と、ピボット軸受６２と、を備える。ピボット軸６０は、炭素鋼製であり、下端が球形面の円柱状を呈する。ピボット軸６０の上方の部分は、ピボット軸連結部５４の連結孔５４０に螺着される。ナット６１は、ピボット軸６０の外周面に螺着される。ピボット軸６０の下端の半球面６４には、図２に示すように、非晶質硬質炭素膜のＤＬＣ−Ｓｉ膜６００が形成される。ＤＬＣ−Ｓｉ膜６００の組成は、Ｓｉ：６ａｔ％、Ｃ：６４ａｔ％、Ｈ：３０ａｔ％であり、表面粗さはＲzjis０．２μｍである。つまり、ピボット軸６０は、本発明のエンジン動弁系部品に含まれる。

ピボット軸受６２は、炭素鋼製であり、ボルト状を呈する。ピボット軸受６２は、シリンダヘッド６６に固定される。ピボット軸受６２の頂部上面には、ピボット軸６０の半球面６４と略型対称の逆半球面６５が凹設される。逆半球面６５には、前出図２に示すように、非晶質硬質炭素膜のＤＬＣ−Ｓｉ膜６２０が形成される。ＤＬＣ−Ｓｉ膜６２０の組成は、ＤＬＣ−Ｓｉ膜６００の組成と同じである。つまり、ピボット軸受６２も、本発明のエンジン動弁系部品に含まれる。逆半球面６５のＤＬＣ−Ｓｉ膜６２０と、半球面６４のＤＬＣ−Ｓｉ膜６００とは、摺接する。

次に、本実施形態のエンジン動弁系部品が配設された動弁機構の動きについて説明する。カムシャフト４０が時計回り方向に回転すると、カム４１も同方向に回転する。そして、カム４１の突出部４１０がローラ５０と接触すると、ローラ５０は押圧され、ローラ５０は、支持軸５１を中心に、反時計回り方向に回転する。ローラ５０が押圧されると、アーム本体５５は、ピボット軸６０の半球面６４の中心Ｏを支点として、下方に揺動する。これにより、バルブ押圧部５３も下方に揺動する。バルブ押圧部５３が下方に揺動すると、バルブスプリング７４の付勢力に抗して、バルブ本体７０が下方に移動し、開弁する。カム４１の突出部４１０がローラ５０を通過すると、バルブスプリング７４の付勢力により、バルブ本体７０が上方に移動し、閉弁する。また、バルブ押圧部５３、つまりアーム本体５５は、中心Ｏを支点として上方に揺動する。

このようなアーム本体５５の揺動に伴い、ピボット軸連結部５４の連結孔５４０に螺着されたピボット軸６０は、半球面６４の中心Ｏを支点として揺動する。これに対して、ピボット軸受６２は、シリンダヘッド６６に固定され動かない。この動きの違いにより、ピボット軸６０の半球面６４に形成されたＤＬＣ−Ｓｉ膜６００と、ピボット軸受６２の逆半球面６５に形成されたＤＬＣ−Ｓｉ膜６２０とは、圧接しながら、相対的に摺動する。

本実施形態によれば、以下に示す効果が得られる。すなわち、本実施形態では、ＤＬＣ−Ｓｉ膜６００、６２０のＳｉ含有量は６ａｔ％であり、かつその表面粗さはＲzjis０．２μｍである。表面粗さが小さいため、固体−固体接触による境界摩擦の割合は少なく、潤滑油による潤滑割合が多くなる。また、Ｓｉを所定量含むため、摺動時にＤＬＣ−Ｓｉ膜６００、６２０の表面にシラノールが生成され、境界摩擦が大幅に低減する。このように、潤滑油による潤滑割合の増加および境界摩擦の低減の両作用により、ＤＬＣ−Ｓｉ膜６００を持つピボット軸６０と、ＤＬＣ−Ｓｉ膜６２０を持つピボット軸受６２と、の摩擦係数は低減する。

以上、本発明のエンジン動弁系部品の一実施形態を説明した。しかし、本発明のエンジン動弁系部品は、上記実施形態に限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲において、当業者が行い得る変更、改良等を施した種々の形態にて実施することができる。

例えば、上記実施形態では、ピボット軸６０とピボット軸受６２とを、本発明のエンジン動弁系部品で構成した。しかし、本発明のエンジン動弁系部品は、これらの部品に限定されるものではない。例えば、上記実施形態のカムシャフト４０、カム４１、ロッカアーム５、バルブ７のバルブ本体７０、ステムキャップ７１等、種々の部品として具現化することができる。この場合、各部品の形状、配置等は、上記実施形態に限定されない。また、非晶質硬質炭素膜の組成、表面粗さについても、上記実施形態に限定されない。

上記実施形態に基づいて、表面粗さの異なる基材に、それぞれ非晶質硬質炭素膜を形成した。そして、リング・オン・ブロック型摩擦試験機による摺動試験を行って、非晶質硬質炭素膜の摩擦係数を測定した。また、本発明のエンジン動弁系部品を、ピボットのピボット軸とピボット軸受とに具現化し、実機エンジンによる運転試験を行って、それらの摩擦係数を測定した。以下、各試験方法および摩擦係数の測定結果について説明する。

（１）リング・オン・ブロック型摩擦試験機による摺動試験
（ａ）Ｓｉ含有非晶質硬質炭素膜（以下、適宜「ＤＬＣ−Ｓｉ膜」と称す。）の形成
図３に示す直流プラズマＣＶＤ（ＰＣＶＤ）成膜装置を用いて、基材の表面にＤＬＣ−Ｓｉ膜を形成した。図３に示すように、直流プラズマＣＶＤ成膜装置１は、ステンレス製の容器１０と、基台１１と、ガス導入管１２と、ガス導出管１３とを備える。ガス導入管１２は、バルブ（図略）を介して各種ガスボンベ（図略）に接続される。ガス導出管１３は、バルブ（図略）を介してロータリーポンプ（図略）および拡散ポンプ（図略）に接続される。

まず、容器１０内に設置された基台１１の上に、基材１５を配置した。基材１５は、マルテンサイト系ステンレス鋼ＳＵＳ４４０Ｃ（焼入れ焼戻し品 ＨＲＣ５８）製のブロック試験片（６．３ｍｍ×１５．７ｍｍ×１０．１ｍｍ）とした。次に、容器１０を密閉し、ガス導出管１３に接続されたロータリーポンプおよび拡散ポンプにより、容器１０内のガスを排気した。容器１０内にガス導入管１２から水素ガスを１５ｓｃｃｍ導入し、ガス圧を約１３３Ｐａとした。その後、容器１０の内側に設けたステンレス製陽極板１４と基台１１との間に２００Ｖの直流電圧を印加して、放電を開始した。そして、基材１５の温度が５００℃になるまで、イオン衝撃による昇温を行った。次に、ガス導入管１２から、窒素ガス５００ｓｃｃｍおよび水素ガス４０ｓｃｃｍを導入し、圧力約８００Ｐａ、電圧４００Ｖ（電流１．５Ａ）、温度５００℃でプラズマ窒化処理を１時間行った。基材１５の断面組織を観察したところ、窒化深さは３０μｍであった。

プラズマ窒化処理後、ガス導入管１２から水素ガスとアルゴンガスとを３０ｓｃｃｍずつ導入し、圧力約５３３Ｐａ、電圧３００Ｖ（電流１．６Ａ）、温度５００℃でスパッタリングし、基材１５の表面に微細な凹凸を形成した（凹凸形成処理）。凸部の幅は６０ｎｍ、高さは３０ｎｍであった。次に、ガス導入管１２から反応ガスとしてＴＭＳガスを１ｓｃｃｍ、およびメタンガスを１００ｓｃｃｍ導入し、さらに水素ガスとアルゴンガスとを３０ｓｃｃｍずつ導入し、圧力約５３３Ｐａ、電圧３２０Ｖ（電流１．８Ａ）、温度５００℃で成膜した。成膜時間を制御して、膜厚を２．７μｍとした。

このような方法で、ブロック試験片に表面粗さの異なる三種類（Ｒzjis０．１５μｍ、０．４５μｍ、０．８０μｍ）のＤＬＣ−Ｓｉ膜を形成した。形成したＤＬＣ−Ｓｉ膜を、それぞれＤＬＣ−Ｓｉ−１〜３と番号付けした。これらＤＬＣ−Ｓｉ膜の組成は、Ｓｉ：６ａｔ％、Ｃ：６４ａｔ％、Ｈ：３０ａｔ％であった。また、ＤＬＣ−Ｓｉ膜と基材との密着力は、いずれも５０Ｎであった。ＤＬＣ−Ｓｉ膜の硬さは、いずれも１７ＧＰａであった。以下の摺動試験では、各ブロック試験片に形成されたＤＬＣ−Ｓｉ膜が、相手材との摺動面となる。

ＤＬＣ−Ｓｉ膜中のＳｉ含有量は、電子プローブ微小部分析法（ＥＰＭＡ）、Ｘ線光電子分光法（ＸＰＳ）、オージェ電子分光法（ＡＥＳ）、ラザフォード後方散乱法（ＲＢＳ）により定量した。また、Ｈ含有量は、弾性反跳粒子検出法（ＥＲＤＡ）により定量した。ＥＲＤＡは、２ＭｅＶのヘリウムイオンビームを被膜表面に照射して、被膜からはじき出される水素を半導体検出器により検出し、被膜中の水素濃度を測定する方法である。

（ｂ）摺動試験および摩擦係数の測定
作製した各ブロック試験片について、リング・オン・ブロック型摩擦試験機（ＬＦＷ−１、ＦＡＬＥＸ社製）による摺動試験を行った。図４に、リング・オン・ブロック型摩擦試験機の概略図を示す。図４に示すように、リング・オン・ブロック型摩擦試験機２は、ブロック試験片２０と、相手材となるリング試験片２１とから構成される。ブロック試験片２０とリング試験片２１とは、ブロック試験片２０に形成された被膜２００とリング試験片２１とが当接する状態で設置される。リング試験片２１はオイルバス２２中に回転可能に設置される。本摺動試験では、リング試験片２１として、本摩擦試験機の標準試験片であるＳ−１０リング試験片（材質：ＳＡＥ４６２０スチール浸炭処理材、形状：φ３５ｍｍ、幅８．８ｍｍ、表面粗さ：Ｒzjis０．３７μｍ、１．９５μｍの二種類、ＦＡＬＥＸ社製）を用いた。また、オイルバス２２には、８０℃に加熱保持したエンジン油（キャッスルモーターオイルＳＬ５Ｗ−３０）を用いた。

まず、無負荷の状態で、リング試験片２１を回転させた。次いで、ブロック試験片２０の上から３００Ｎの荷重（ヘルツ面圧３１０ＭＰａ）をかけ、ブロック試験片２０とリング試験片２１とを摺動速度０．３ｍ／ｓで３０分間摺動させた後、摩擦係数を測定した。ここで、ヘルツ面圧とは、ブロック試験片２０とリング試験片２１との接触部の弾性変形を考慮した実接触面の圧力の最大値である。

一方、比較のため、ＤＬＣ−Ｓｉ膜を形成したのと同様のブロック試験片に、Ｓｉを含有しないＤＬＣ膜（以下、単に「ＤＬＣ膜」と称す。）を、マグネトロンスパッタリング（ＳＰ）法により成膜した。形成したＤＬＣ膜は、表面粗さの異なる三種類であり、各々をＤＬＣ−１〜３と番号付けした。同様に、ブロック試験片に、ホロカソード（ＨＣＤ）法によりＣｒＮ膜を成膜した。形成したＣｒＮ膜は、表面粗さの異なる三種類であり、各々をＣｒＮ−１〜３と番号付けした。ＤＬＣ膜、ＣｒＮ膜を形成した各ブロック試験片、および被膜を形成しないブロック試験片自体について、上記同様のリング・オン・ブロック型摩擦試験機による摺動試験を行った。

図５に、各ブロック試験片の摩擦係数の測定結果を示す。図５の横軸は、各ブロック試験片の摺動前の摺動面の表面粗さである。図５には、リング試験片の表面粗さがＲzjis０．３７μｍの場合、およびＲzjis１．９５μｍの場合の両方の測定結果が示されている。具体的には、図５中、各ブロック試験片における同一の表面粗さのプロットのうち、摩擦係数の高い方がＲzjis１．９５μｍ、低い方がＲzjis０．３７μｍの結果である。また、表１に、各ブロック試験片に形成された被膜の厚さ、表面粗さ、密着力をまとめて示す。なお、被膜が形成されていないブロック試験片自体（ＳＵＳ４４０Ｃ）は、表面粗さの違いによりＳＵＳ４４０Ｃ−１、２として示す。

図５に示すように、ＤＬＣ膜、ＣｒＮ膜、ＳＵＳ４４０Ｃでは、表面粗さを小さくしても、摩擦係数はあまり低下しなかった。これに対して、ＤＬＣ−Ｓｉ膜では、表面粗さをＲzjis０．５μｍ以下と小さくすることにより、摩擦係数は大幅に低下した。これは、潤滑油による潤滑割合の増加に加え、境界摩擦の低減効果が発揮されたためと考えられる。特に、相手材の表面粗さがＲzjis０．３７μｍの場合、ＤＬＣ−Ｓｉ膜の表面粗さをＲzjis０．４５μｍから０．１５μｍにすることで、摩擦係数は約５０％低下した。これより、Ｓｉ含有量１ａｔ％以上２０ａｔ％以下、表面粗さＲzjis０．５μｍ以下のＤＬＣ−Ｓｉ膜を摺動面とすることにより、摩擦係数を低減できることがわかる。特に、表面粗さをＲzjis０．３μｍ以下とすると、摩擦係数の低減効果が大きいことがわかる。

（２）エンジン運転試験
本発明のエンジン動弁系部品を、ピボットのピボット軸とピボット軸受とに具現化し、エンジン運転試験を行った。すなわち、前出図１、図２に示した動弁機構を持つ実機エンジン（ディーゼルエンジン、排気量１．４Ｌ）を使用して、エンジン運転試験を行った。試験条件は、エンジン油温度８０℃、バルブスプリング荷重３９ｋｇ（ヘルツ面圧５００ＭＰａ）である。カムシャフト回転数を５００〜２０００ｒｐｍと変化させ、所定の回転数において、ピボット軸とピボット軸受との間の摩擦係数を測定した。そして、測定された摩擦係数の平均値を、平均摩擦係数として採用した。

また、ピボット軸およびピボット軸受の摺動面の状態を変更し、上記同様のエンジン運転試験を行った。表２に、エンジン運転試験に供したピボット軸およびピボット軸受の各摺動面におけるＤＬＣ−Ｓｉ膜の有無、および表面粗さの値をまとめて示す。また、図６に、摩擦係数の測定結果を示す。

図６に示すように、ピボット軸およびピボット軸受のいずれの摺動面にもＤＬＣ−Ｓｉ膜が形成されていない場合（＃３〜＃５）には、各摺動面の表面粗さが小さくなるとともに、摩擦係数は低下した。例えば、＃３の摩擦係数を基準とすると、＃３より両摺動面の表面粗さが小さい＃５の摩擦係数は、２０％程度低下した。一方、ピボット軸側の摺動面の表面粗さが大きくても、ピボット軸受側の摺動面がＲzjis０．２μｍのＤＬＣ−Ｓｉ膜である場合（＃２）には、＃５と同程度の低摩擦係数となった。さらに、両摺動面をＲzjis０．２μｍのＤＬＣ−Ｓｉ膜とした場合（＃１）には、＃３と比較して、摩擦係数は５０％程度低下した。これより、Ｓｉ含有量１ａｔ％以上２０ａｔ％以下、表面粗さＲzjis０．５μｍ以下のＤＬＣ−Ｓｉ膜による摩擦低減効果が確認された。また、同ＤＬＣ−Ｓｉ膜どうしを摺動させた場合には、摩擦係数の低減効果が大きいことが確認された。

本発明の一実施形態のエンジン動弁系部品が配設された動弁機構の一部断面図である。 図１中の点線枠ＩＩの拡大図である。 直流プラズマＣＶＤ成膜装置の概略図である。 リング・オン・ブロック型摩擦試験機の概略図である。 種々の被膜の表面粗さと摩擦係数との関係を示すグラフである。 エンジン運転試験における摩擦係数の測定結果を示すグラフである。

符号の説明

１：直流プラズマＣＶＤ成膜装置 １０：容器 １１：基台 １２：ガス導入管
１３：ガス導出管 １４：ステンレス製陽極板 １５：基材
２：リング・オン・ブロック型摩擦試験機
２０：ブロック試験片 ２１：リング試験片 ２２：オイルバス ２００：被膜
３：動弁機構 ４０：カムシャフト ４１：カム ４１０：突出部
５：ロッカアーム ５０：ローラ ５１：支持軸 ５２：ニードル
５３：バルブ押圧部 ５４：ピボット軸連結部 ５４０：連結孔 ５５：アーム本体
６：ピボット ６０：ピボット軸 ６１：ナット ６２：ピボット軸受 ６４：半球面
６５：逆半球面 ６６：シリンダヘッド ６００、６２０：ＤＬＣ−Ｓｉ膜
７：バルブ ７０：バルブ本体 ７１：ステムキャップ ７２：リテーナ
７３：コッタ ７４：バルブスプリング ７５：オイルシール

Claims (6)

1. 潤滑油を用いた湿式条件で使用されるエンジン動弁系部品であって、
   動弁系部品本体と、該動弁系部品本体の相手材との摺動面の少なくとも一部に形成された非晶質硬質炭素膜と、からなり、
   該非晶質硬質炭素膜のＳｉ含有量は５ａｔ％より多く２０ａｔ％以下であり、表面粗さはＲzjis０．３μｍ以下であり、該非晶質硬質炭素膜は摺接時に表面にシラノールが生成されることを特徴とするエンジン動弁系部品。
2. 前記非晶質硬質炭素膜は、相手材との摺動面に形成され、
   該摺動面のすべり率は１％以上である請求項１に記載のエンジン動弁系部品。
3. 前記非晶質硬質炭素膜の膜厚は１μｍ以上である請求項１に記載のエンジン動弁系部品。
4. 前記動弁系部品本体は鋼製であり、
   該動弁系部品本体と前記非晶質硬質炭素膜との密着力は２０Ｎ以上である請求項１に記載のエンジン動弁系部品。
5. 前記非晶質硬質炭素膜が形成される動弁系部品本体の表面は、イオン衝撃法による凹凸形成処理により、平均高さが１０ｎｍ以上１００ｎｍ以下、平均幅が３００ｎｍ以下の凸部をもつ凹凸面となっている請求項１に記載のエンジン動弁系部品。
6. 前記非晶質硬質炭素膜は、直流プラズマＣＶＤ法で形成される請求項１に記載のエンジン動弁系部品。

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