JP2007003000A - コンロッドおよびそれを備えた内燃機関ならびに自動車両 - Google Patents

Abstract

【課題】チタン合金製の分割型コンロッドにおいて、余分な重量の増加を抑制しつつ、十分な剛性を確保する。
【解決手段】本発明によるチタン合金製コンロッドは、ロッド本体部１０と、ロッド本体部１０の一端に設けられた大端部３０とを備え、大端部３０が、ロッド本体部１０の一端に連続するロッド部３３と、ロッド部３３に結合されるキャップ部３４とに破断分割された分割型コンロッドである。ロッド部３３およびキャップ部３４は、それぞれ凹凸形状を有する破断面Ｆを有する。破断面Ｆの最も高い部分と最も低い部分との高さの差が２３０μｍ以上である。
【選択図】図３

Description

本発明は、チタン合金製のコンロッドに関し、特に、大端部が分割された分割型のチタン合金製コンロッドに関する。また、本発明は、そのようなコンロッドを備えた内燃機関や自動車両にも関する。

自動車両の内燃機関には、クランクシャフトとピストンとを連結するために、コンロッド（あるいはコネクティングロッド）と呼ばれる部材が用いられている。図４２に、従来のコンロッド４０１を示す。コンロッド４０１は、棒状のロッド本体部４１０と、ロッド本体部４１０の一端に設けられた小端部４２０と、ロッド本体部４１０の他端に設けられた大端部４３０とを有している。

小端部４２０は、ピストンピンを通すための貫通孔（ピストンピン孔）４２５を有し、ピストンに接続される。一方、大端部４３０は、クランクピンを通すための貫通孔（クランクピン孔）４３５を有し、クランクシャフトに接続される。

大端部４３０は、ロッド本体部４１０の一端に連続するロッド部４３３と、ロッド部４３３にボルト４４０によって結合されるキャップ部４３４とに分割されている。図４３に、ボルト４４０を外した状態のコンロッド４０１を示す。大端部４３０には、ボルト４４０がねじ込まれるボルト孔４３２がロッド部４３３およびキャップ部４３４の両方を貫通するように形成されている。

図４２および図４３に示したコンロッド４０１は、上述したように大端部４３０がロッド部４３３とキャップ部４３４とに分割されているので、分割型のコンロッドと呼ばれる。

従来、コンロッドの材料としては鋼が広く用いられてきたが、近年、コンロッドの軽量化のためにチタン合金を用いることが提案されている（例えば非特許文献１）。しかしながら、チタン合金は鋼とは異なる材料特性を有しているため、チタン合金を用いて分割型のコンロッドを形成する場合、以下のような問題が発生する。

チタン合金の縦弾性係数（ヤング率）は、１００ＧＰａ〜１１０ＧＰａ前後であり、鋼の縦弾性係数の約半分である。従って、チタン合金は、同じ応力が加えられた場合、鋼の約２倍ひずむ。そのため、分割型コンロッドの材料としてチタン合金を用いる場合、鋼製のコンロッドと同様の形状では剛性が低くなり、使用時に発生する大端部の変形が大きくなってしまう。

変形した大端部を模式的に図４４に示す。図４４からわかるように、コンロッドに作用する慣性力によって、大端部のロッド部が内側にすぼまるように変形し、クランクピン孔の真円度が低下している。この結果、フリクションロス（摩擦損失）が大きくなったり、大端部のクランクピン孔内に配置される軸受けメタルがクランクピンに焼き付いたりするという問題が発生する。

このような問題の発生を防止するため、従来のチタン合金製コンロッドでは、鋼製コンロッドに比べて大端部を厚肉化することによって、剛性を確保し、大端部の変形を抑制している。図４５に、非特許文献１に開示されているチタン合金製コンロッド５０１を模式的に示す。図４５からわかるように、ロッド部５３３の肩部５３１ａ、５３１ｂ（ロッド本体部５１０から両側方に広がる部分）が著しく厚肉化されている。
松原敏彦、「快削チタン合金コネクティングロッドの開発」、チタニウム・ジルコニウム、平成３年１０月、第３９巻、第４号、p. 175-184

しかしながら、肉厚を大きくすることは、コンロッドの重量を増加させるので、比重の小さなチタン合金を用いることによる軽量化の効果が薄れてしまう。

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、チタン合金製の分割型コンロッドにおいて、余分な重量の増加を抑制しつつ、十分な剛性を確保することにある。

本発明によるコンロッドは、チタン合金から形成され、ロッド本体部と、前記ロッド本体部の一端に設けられ、貫通孔を有する大端部と、を備え、前記大端部が、前記ロッド本体部の前記一端に連続するロッド部と、前記ロッド部に結合されるキャップ部とに破断分割された分割型コンロッドであって、前記ロッド部および前記キャップ部は、それぞれ凹凸形状を有する破断面を有し、前記破断面の最も高い部分と最も低い部分との高さの差が２３０μｍ以上であり、そのことによって上記目的が達成される。

ある好適な実施形態において、前記ロッド部および前記キャップ部は、前記破断面の近傍に介在物を含む。

ある好適な実施形態において、前記チタン合金は、希土類元素および硫黄を含み、前記介在物は、希土類元素と硫黄の化合物である。

ある好適な実施形態において、前記チタン合金は、０．０５ｗｔ％以上０．７ｗｔ％以下の希土類元素および０．０５ｗｔ％以上０．２ｗｔ％以下の硫黄を含む。

ある好適な実施形態において、前記介在物の長手方向は、前記ロッド部と前記キャップ部との合わせ面に対して０°以上３０°以下の角をなす。

ある好適な実施形態において、前記介在物の長手方向は、前記合わせ面に対して略平行である。

ある好適な実施形態において、前記合わせ面の近傍におけるメタルフローが前記介在物の長手方向に略平行である。

ある好適な実施形態において、前記介在物の長手方向は、前記ロッド部と前記キャップ部との合わせ面に対して略垂直である。

本発明による内燃機関は、上記の構成を有するコンロッドを備えており、そのことによって上記目的が達成される。

本発明による自動車両は、上記の構成を有する内燃機関を備えており、そのことによって上記目的が達成される。

本発明によるチタン合金製コンロッドは、大端部が、ロッド本体部の一端に連続するロッド部と、ロッド部に結合されるキャップ部とに破断分割された分割型コンロッドである。ロッド部およびキャップ部は、それぞれ凹凸形状を有する破断面を有し、破断面の最も高い部分と最も低い部分との高さの差が２３０μｍ以上である。従って、破断面同士を強固に嵌合させることができ、大端部の剛性を十分に高くすることができる。そのため、ロッド部を厚肉化することなく、大端部の変形を抑制することができる。

以下、図面を参照しながら本発明の実施形態を説明する。以下に詳しく説明するように、本発明によるコンロッドは、破断工法によって形成された分割型コンロッド（「破断分割型」と呼ばれることもある。）である。破断工法は、大端部を一体に形成した後に、脆性破断によってロッド部とキャップ部とに分割する手法である。従来、チタン合金製のコンロッドには、破断工法が用いられることはなかった。なぜならば、チタン合金は靭性が高いので、脆性破断が必要である破断工法をチタン合金製のコンロッドに対して行うことは極端に難しいと考えられていたからである。例えば、非特許文献１に開示されているチタン合金製コンロッドには破断工法は用いられていない。従来、チタン合金製の分割型コンロッドを形成する際には、ロッド部とキャップ部とを別体に形成するか、あるいは、大端部を一体に形成した後に機械加工によって切断していた。

図１および図２に、本実施形態におけるチタン合金製のコンロッド１を示す。図１および図２は、それぞれ破断分割前のコンロッド１を模式的に示す斜視図および平面図である。

コンロッド１は、図１および図２に示すように、棒状のロッド本体部１０と、ロッド本体部１０の一端に設けられた小端部２０と、ロッド本体部１０の他端に設けられた大端部３０とを備えている。

小端部２０には、ピストンピンを通すための貫通孔（「ピストンピン孔」と呼ばれる。）２５が形成されている。一方、大端部３０には、クランクピンを通すための貫通孔（「クランクピン孔」と呼ばれる。）３５が形成されている。クランクピン孔３５は、典型的にはピストンピン孔２５よりも大径である。

大端部３０は、ロッド本体部１０から両側方に広がる肩部３１ａおよび３１ｂを有している。また、大端部３０には、図２に示すようにボルト孔３２が形成されている。本実施形態におけるボルト孔３２は、キャップ部３４側からロッド部３３側に向かって延びており、ロッド部３３内部に底面３２ｓを有する有底孔である。

以下の説明においては、ロッド本体部１０の延びる方向を「長手方向」と呼び、クランクピン孔３５の中心軸（図１中に一点鎖線で示されている）の方向を「軸方向」と呼ぶ。また、長手方向および軸方向に直交する方向を「幅方向」と呼ぶ。また、図面において、長手方向を矢印Ｚで示し、軸方向を矢印Ｘで示し、幅方向を矢印Ｙで示す。

破断分割前の大端部３０では、図１および図２に示すように、ロッド部３３およびキャップ部３４が一体に形成されている。大端部３０は、軸方向Ｘおよび幅方向Ｙに平行な（すなわち長手方向Ｚに直交する）破断予定面Ａに沿って破断分割される。破断予定面Ａは、例えばクランクピン孔３５の中心軸を通るように設定される。

図３に、破断分割後のコンロッド１を示す。コンロッド１の大端部３０は、ロッド本体部１０の他端に連続するロッド部３３と、ロッド部３３に結合部材（ここではボルト４０）によって結合されるキャップ部３４とに分割されている。

破断分割によって、ロッド部３３およびキャップ部３４には、それぞれ微細な凹凸形状を有する破断面Ｆが形成される。ロッド部３３の破断面Ｆとキャップ部３４の破断面Ｆとを互いに当接させ、ボルト孔３２にボルト４０をねじ込むことによって、ロッド部３３とキャップ部３４とが互いに結合される。

上述したように、本実施形態におけるコンロッド１は、破断分割型のコンロッドである。破断分割型のコンロッド１では、ロッド部３３およびキャップ部３４の破断面Ｆは、互いに相補的な凹凸形状を有するので、ロッド部３３およびキャップ部３４の位置決めが正確になされる。また、破断面Ｆの凹凸同士が嵌合することによって、ロッド部３３とキャップ部３４との結合が強固となり、大端部３０全体の剛性が向上する。特に、ロッド部３３を内側にすぼませようとする力を、ロッド部３３だけでなくキャップ部３４でも受け止めることが可能になるので、図４４に示したような変形を抑制できる。

本願発明者が実際に種々の仕様のチタン合金製コンロッドを試作して検討した結果、破断面Ｆの最も高い部分と最も低い部分との高さの差を２３０μｍ以上（より好ましくは３００μｍ以上）とすることによって、破断面Ｆ同士をいっそう強固に嵌合させ、大端部３０の剛性を十分に高くすることができることがわかった。従って、破断面Ｆの高低差を２３０μｍ以上とすることによって、ロッド部３３を図４５に示したように厚肉化することなく、大端部３０の変形を効果的に抑制することができる。

本実施形態におけるコンロッド１では、上述したように、破断面Ｆの高低差が２３０μｍ以上であることによってロッド部３３の剛性が高くなるので、肩部３１ａおよび３１ｂを厚肉化しなくても十分な剛性を確保することができる。コンロッド１の肩部３１ａ、３１ｂ近傍を拡大して図４に示す。図４には、比較のために、図４５に示したロッド部５３３を厚肉化したコンロッド５０１の形状を破線で併せて示している。図４からわかるように、本実施形態におけるコンロッド１では、図４５に示したコンロッド５０１よりも肩部３１ａ、３１ｂの肉厚が小さく、その分軽量化が図られている。

破断面Ｆの高低差を大きくし、上述したように２３０μｍ以上とするためには、ロッド部３３およびキャップ部３４は、破断面Ｆの近傍に介在物を含んでいることが好ましい。図５は、後述するようにして実際に試作したコンロッドの断面を示す顕微鏡写真である。図５に示すように、チタン合金のマトリクス中に介在物８が存在している。介在物８は、異方的な形状を有し、例えば図５に示したような針状（繊維状）や楕円状である。介在物８の長さは、典型的には、１０μｍ〜４００μｍ程度である。なお、図５に例示した介在物８は、希土類元素と硫黄の化合物である。

ロッド部３３およびキャップ部３４が破断面Ｆの近傍に（つまり破断分割前の破断予定面Ａの近傍に）介在物８を含んでいると、介在物８によって脆性破断が助長されるので、破断面Ｆに比較的大きな凹凸が形成されやすい。そのため、破断面Ｆの高低差を十分に大きくし、２３０μｍ以上とすることが容易となる。

図６および図７に、介在物８を含む試作例のコンロッドについて破断面の断面曲線（表面粗さ）を示す。また、図８に、介在物８を含まない比較例のコンロッドについて破断面の断面曲線（表面粗さ）を示す。なお、図６、図７および図８に示す表面粗さは、幅方向Ｙの粗さをプロットしたものである。

図６および図７と図８との比較から、介在物８を含んでいる方が破断面の高低差が大きいことがわかる。具体的には、破断面の高低差（ＪＩＳ Ｂ０６０１−１９９４により算出される最大高さＲｙ）は、図６に示す試作例では約２９９μｍ、図７に示す試作例では約２３２μｍであるのに対し、図８に示す比較例では約１００μｍである。

また、これらの試作例および比較例のコンロッドを実際にエンジンに組み込んで、エンジンテストを行った。図８に断面曲線を示した比較例のコンロッドでは、大端部の変形が大きく、軸受けメタルのクランクピンへの焼付きが発生することがあった。一方、図６および図７に断面曲線を示した試作例のコンロッドでは、そのような焼付きが発生しなかった。この結果からも、破断面の高低差を２３０μｍ以上とすることによって、大端部３０の変形を抑制できることがわかる。

参考までに、鋼製の破断分割型コンロッドについて破断面の断面曲線を図９に示す。図９に示す例では、破断面の高低差は約８８μｍである。このことからもわかるように、チタン合金製のコンロッド１に介在物８を含ませることにより、従来よりも著しく大きな（具体的には２倍以上の）高低差を破断面Ｆに付与することができる。

また、本願発明者の検討によれば、介在物８の長手方向を所定の方向に向けることによって、チタン合金製のコンロッド１の破断分割をより容易に、より確実に行うことができることがわかった。

図１０に、介在物８の長手方向の破断性が好適な例を示す。図１０は、ロッド部３３とキャップ部３４との合わせ面Ｐ近傍における介在物８の様子を模式的に示す図であり、この図では、合わせ面Ｐ近傍の断面Ｂにおける介在物８を図中右下に拡大して示している。

なお、本願明細書では、ロッド部３３とキャップ部３４との「合わせ面」は、ロッド部３３とキャップ部３４の表面に形成された微細な凹凸を含む実際の破断面Ｆではなく、破断分割前のコンロッド１における破断予定面Ａと一致する仮想的な面Ｐを指す。本実施形態では、図１に示したように長手方向Ｚに直交する（つまり軸方向Ｘおよび幅方向Ｙに平行な）破断予定面Ａに沿って破断分割が行われるので、合わせ面Ｐは、長手方向Ｚに直交し、軸方向Ｘおよび幅方向Ｙに平行な平面である。なお、破断予定面Ａおよび合わせ面Ｐは、ここで例示したものに限定されない。破断予定面Ａおよび合わせ面Ｐは、長手方向Ｚに直交していなくてもよいし、軸方向Ｘおよび幅方向Ｙに平行でなくてもよい。

図１０に示す例では、介在物８は、合わせ面Ｐに略平行に延びている。言い換えると、介在物８は、その長手方向が合わせ面Ｐに対して略平行となるように並んでいる。ここでは、キャップ部３４の断面内の介在物８を示したが、ロッド部３３の断面においても、介在物８の長手方向は合わせ面Ｐに略平行である。

また、図１１に、図１０に示したように介在物８を含むコンロッド１のメタルフロー（「ファイバーフロー」とも呼ばれる。）を示す。メタルフローは、鍛造製品にみられる金属組織の流れであり、鍛流線とも呼ばれる。鍛造製品の切断面を腐食させると、メタルフローは繊維状の金属組織として視認される。

図１１中に実線ＭＦで模式的に示すように、合わせ面Ｐ近傍におけるメタルフローは、合わせ面Ｐに略平行である。従って、合わせ面Ｐ近傍におけるメタルフローは、介在物８の長手方向に略平行である。このように、介在物８は、典型的には、その長手方向がメタルフローに沿うように並ぶ。これは、メタルフローが形成される際の金属組織の流れに追従して介在物８が伸びるためであると考えられる。従って、後述するように、メタルフローを合わせ面Ｐに略平行に設定することにより、介在物８の長手方向を合わせ面Ｐに略平行にすることができる。

なお、型設計の容易さや、強度向上、歩留まりの向上の観点から、図１２に示すように、メタルフローがコンロッドの長手方向に平行になるように設計を行うことも考えられる。ただし、このように設計されたコンロッドの大端部を破断分割するためには、メタルフローを横切るように、つまり、繊維状の金属組織を切断するように脆性破断を行わなければならない。

これに対し、図１１に示すように、メタルフローが合わせ面Ｐ（破断分割前の破断予定面Ａ）に対して略平行であると、メタルフローを横切らないように破断分割を行うことができるので、靭性の高いチタン合金製のコンロッドにおいて破断分割を容易に行うことができる。

さらに、図１０に示したように、ロッド部３３とキャップ部３４との合わせ面Ｐの近傍に、長手方向が合わせ面Ｐに略平行な介在物８を含んでいると、破断分割をより容易に、より確実に行うことができる。これは、異方的な形状を有する介在物８が破断の起点となることによって、介在物８の長手方向に平行な面に沿った脆性破断が助長されるためであると考えられる。

なお、ここでは、介在物８の長手方向およびメタルフローが軸方向Ｘに略平行な場合（図１０および図１１）を例示したが、本発明はこれに限定されない。介在物８の長手方向およびメタルフローは、合わせ面Ｐに略平行であればよく、合わせ面Ｐ内のいずれの方位に向いていてもよい。介在物８の長手方向およびメタルフローは、例えば、図１３および図１４に示すように幅方向Ｙに対して略平行（つまり軸方向Ｘに対して略直交）であってもよいし、軸方向Ｘおよび幅方向Ｙに交差していてもよい。

ただし、運転時の大端部３０の変形をより効果的に抑制する観点からは、介在物８の長手方向は、図１３に示すように幅方向Ｙに略平行であるよりも、図１０に示すように軸方向Ｘに略平行である方が好ましい。異方的な形状を有する介在物８が破断の起点となる結果、破断面Ｆの凹凸は、介在物８の長手方向に平行に稜線が延びるように形成される傾向がある。従って、介在物８の長手方向を軸方向Ｘに略平行に設定すると、破断面Ｆの凹凸も稜線が軸方向Ｘに平行に延びるように形成される。そのため、大端部３０のロッド部３３を内側にすぼませようとする力（軸方向Ｘに直交する幅方向Ｙに平行に働く力）に対する剛性がより高くなり、図４４に示したような変形をより効果的に抑制することができる。

また、介在物８の長手方向およびメタルフローは、図１５に示すように、合わせ面Ｐに対して比較的小さな角度であれば傾斜していてもよい。介在物８の長手方向と合わせ面Ｐとのなす角θが、０°以上３０°以下であれば、破断分割を従来に比べ容易に行うことができる。この理由を図１６（ａ）〜（ｃ）を参照しながら説明する。

図１６（ａ）に示すように、介在物８の長手方向と合わせ面Ｐとのなす角θが９０°である場合、メタルフローに直交する面に沿って破断を行うことになる。そのため、繊維状の金属組織を切断するように破断分割を行わなければならない。

これに対し、図１６（ｂ）に示すように、介在物８の長手方向が合わせ面Ｐに対して比較的小さな角度で傾斜している場合には、メタルフローに交差する面に沿って破断を行うことにはなるが、図１６（ａ）に示す場合よりも破断を容易に行うことができる。これは、メタルフローを模式的に示す実線ＭＦが合わせ面Ｐを横切る数を図１６（ａ）と図１６（ｂ）とで比較することからもわかるように、切断すべき繊維状組織の数が少なくなるからである。例えば、図１６（ｂ）に例示したように、介在物８の長手方向と合わせ面Ｐとのなす角θが３０°であると、切断すべき繊維状組織の数が約１／２となる。

また、図１６（ｃ）に示すように、介在物８の長手方向およびメタルフローと合わせ面Ｐとのなす角θが０°である場合には、メタルフローに平行な面に沿って破断を行うことになる。そのため、破断分割をさらに容易に行うことができる。

このように、介在物８の長手方向と合わせ面Ｐとのなす角θを０°以上３０°以下とすることによって、θ＝９０°である場合と比較して破断すべき繊維状組織の数を約１／２以下とすることができ、そのため、破断分割を十分に容易に行うことができる。

また、本実施形態におけるコンロッド１の大端部３０には、図２に示したように、ボルト孔３２として、キャップ部３４側からロッド部３３側に向かって延び、ロッド部３３内部に底面３２ｓを有する有底孔が形成されている。従って、ボルト孔３２の底に相当する部分がロッド部３３を補強する役割を果たすので、ボルト孔として貫通孔が形成されている場合に比べ、ロッド部３３の剛性を高くすることができる。

より高い剛性を実現する観点からは、ボルト孔３２の底に相当する部分の厚さがある程度以上大きいことが好ましい。具体的には、ボルト孔３２の底面３２ｓからロッド部３３の外側表面までの最短距離が３ｍｍ以上であることが好ましく、４ｍｍ以上であることがより好ましい。

なお、ボルト孔として貫通孔を形成してもよい。ボルト孔が貫通孔であっても、破断面Ｆの高低差が２３０μｍ以上であれば、十分な剛性を確保することができる。

次に、本実施形態におけるコンロッド１の製造方法を説明する。ここでは、図１７および図１８に示すコンロッド１を例として製造方法を説明する。図１７および図１８は、破断分割前のコンロッド１を示す図であり、クランクピン孔３５の内周面に形成される好ましい構造の一例を具体的に示している。以下、簡単にこの構造を説明し、続いて、コンロッド１の製造方法を説明する。

クランクピン孔３５の内周面には、軸方向Ｘに延びる破断起点溝５０が形成されている。破断起点溝５０は、クランクピン孔３５の内周面と破断予定面Ａとが交差する部分の中央部に位置している。破断起点溝５０は、クランクピン孔３５の内周面の互いに対向する位置のそれぞれに形成されている。

また、破断起点溝５０の両側には、ベアリングとして機能する軸受けメタルを係止するための軸受け係止溝５１が形成されている。軸受け係止溝５１により軸受けメタルの回転が阻止される。各軸受け係止溝５１は、曲面状の底面を有する凹部からなり、クランクピン孔３５の周方向に延びるように設けられている。軸受け係止溝５１の底面は、軸方向Ｘに垂直な断面で円弧状に湾曲している。

さらに、軸受け係止溝５１の両側に、切り欠き部５２がそれぞれ設けられている。各切り欠き部５２は、曲面状の底面を有し、クランクピン孔３５の周方向に延びるように設けられている。各切り欠き部５２の底面は、軸方向Ｘに垂直な断面で円弧状に湾曲している。また、クランクピン孔３５の縁部を面取りすることによりクランクピン孔３５の周方向に延びる面取り部５３がそれぞれ設けられている。

続いて、このコンロッド１の製造方法を説明する。図１９は、本実施形態における製造方法を示すフローチャートである。

まず、チタン合金を用いて鍛造により、ロッド本体部１０、小端部２０および大端部３０を備えたコンロッド１の素体を形成する（ステップＳ１）。例えば、チタン合金のインゴットを用意し、このインゴットを熱間鍛造することによって、図２０および図２１に示すような板状部材６０および６２を形成する。その後、これらの板状部材６０および６２から、図２０および図２１中に点線で示すように切り出しを行う。介在物８の長手方向およびメタルフローは、圧延や鍛造などの塑性加工の際の変形方向に沿うように形成される。従って、塑性変形の方向とコンロッド素体の長手方向とが直交するようにコンロッド素体を形成することによって、介在物８の長手方向およびメタルフローを破断予定面Ａ（分割後の合わせ面Ｐ）に対して略平行とすることができる。なお、コンロッド素体を形成する方法は、ここで例示した熱間鍛造に限定されるものではなく、冷間鍛造や圧延素材からの機械加工であってもよい。

本実施形態では、材料のチタン合金として、組成がＴｉ−３Ａｌ−２Ｖ−Ｓ−ＲＥＭ（希土類元素、具体的にはＬａとＣｅが用いられる）のチタン合金（例えば大同特殊鋼社製ＤＡＴ５２Ｆ）を用いる。なお、本願明細書において、チタン合金とは、チタンを主成分として含み、Ａｌ、Ｖ、Ｆｅ、Ｍｏ、ＣｒおよびＣの少なくとも１つを（好ましくは少なくともＡｌを）０．５ｗｔ％以上１０．０ｗｔ％以下添加された合金をいう。

希土類元素および硫黄を含むチタン合金を用いることにより、これらの化合物を介在物としてチタン合金中に存在させることができ、それによって既に述べたように破断分割を容易に行うことができる。また、これにより、破断面Ｆの高低差を容易に２３０μｍ以上とすることができる。チタン合金中に介在物を形成するためには、希土類元素（例えばＬａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ）の含有量は、０．０５ｗｔ％以上０．７ｗｔ％以下であることが好ましく、硫黄の含有量は、０．０５ｗｔ％以上０．２ｗｔ％以下であることが好ましい。

また、２．５ｗｔ％以上６．７５ｗｔ％以下のアルミニウムおよび１．６ｗｔ％以上４．５ｗｔ％以下のバナジウムを含むチタン合金は、硬さに優れるので、このようなチタン合金を用いることにより、強度の向上を図るとともに脆性破断を行いやすくすることができる。

次に、コンロッド１に機械加工を行う（ステップＳ２）。図２２は、機械加工の詳細な工程を示すフローチャートである。まず、コンロッド１の厚さ面（軸方向Ｘに垂直な面）を研削し（ステップＳ２１）、続いて、小端部２０および大端部３０にそれぞれピストンピン孔２５およびクランクピン孔３５を形成する（ステップＳ２２）。

次に、大端部３０のクランクピン孔３５の内周面に軸受け係止溝５１を形成し（ステップＳ２３）、その後、軸受け係止溝５１の両側に切り欠き部５２を形成する（ステップＳ２４）。続いて、クランクピン孔３５の縁部に面取り部５３を形成する（ステップＳ２５）。ピストンピン孔２５、クランクピン孔３５、軸受け係止溝５１、切り欠き部５２および面取り部５３の形成は、切削により行う。

その後、大端部３０にボルト孔３２として有底孔を形成する（ステップＳ２６）。ボルト孔３２の形成は、例えばドリルを用いた切削により行われる。また、典型的には、ボルト孔３２の形成は、ボルト孔３２の底面３２ｓからロッド部３３の外側表面までの最短距離が０．５ｍｍ〜５ｍｍ程度（好ましくは３ｍｍ以上）となるように行われる。

最後に、クランクピン孔３５の内周面に破断起点溝５０を形成する（ステップＳ２７）。本実施形態では、破断起点溝５０をワイヤカット放電加工により形成する。

ワイヤカット放電加工では、クランクピン孔３５の内周面の軸方向Ｘに沿って導電性ワイヤを配置し、この導電性ワイヤとクランクピン孔３５の内周面との間にパルス状の高電圧を印加する。それにより、導電性ワイヤとクランクピン孔３５の内周面との間にコロナ放電が引き起こされ、クランクピン孔３５の内周面が線状に削り取られる。その結果、クランクピン孔３５の内周面の中央部に、軸方向Ｘに直線状に延びる破断起点溝５０が形成される。ワイヤカット放電加工によれば、複数のコンロッド１に同時に破断起点溝５０を形成することができる。そのため、生産効率が向上する。なお、レーザ加工、切削等の他の機械加工により破断起点溝５０を形成してもよい。

また、コンロッド１の厚さ面の研削、ピストンピン孔２５およびクランクピン孔３５の形成、軸受け係止溝５１の形成、切り欠き部５２の形成、面取り部５３の形成、ボルト孔３２の形成および破断起点溝５０の形成は、図２２に例示した順序に限定されず、任意の順序で行うことができる。例えば、破断起点溝５０の形成後に軸受け係止溝５１、切り欠き部５２および面取り部５３を形成してもよい。

続いて、コンロッド１に対して熱処理を行う（図１９のステップＳ３）。本実施形態では、焼なまし処理、固溶化処理および時効処理を順次行う。それぞれの処理の条件の一例を表１に示す。また、表１には、焼なまし処理後と、固溶化処理および時効処理後のそれぞれについて、コンロッド１のロックウェル硬さ（ＨＲＣ）を併せて示している。

コンロッド１の強度を向上する観点および脆性破断を行いやすくする観点からは、熱処理後のロックウェル硬さが３３ＨＲＣ以上であることが好ましい。

続いて、コンロッド１に表面硬化処理を行い（ステップＳ４）、その後、大端部３０のボルト孔３２内に雌ねじ加工を行う（ステップＳ５）。表面硬化処理は、例えば、コンロッド１の表面に窒化クロムをＰＶＤ法によってコーティングすることによって行われる。なお、表面硬化処理は、後述する内周面の研削（ステップＳ８）の後に行ってもよい。

次に、コンロッド１の大端部３０をロッド部３３とキャップ部３４とに破断分割する（ステップＳ６）。

図２３に、破断分割の手法の一例を示す。図２３に示すように、水平方向に移動可能なスライダ２００、２０１の凸部をコンロッド１の大端部３０のクランクピン孔３５内に挿入し、スライダ２００、２０１の凸部間にくさび２０２を錘２０３により打ち込む。これにより、コンロッド１の大端部３０が破断起点溝５０を起点として破断予定面Ａに沿ってロッド部３３とキャップ部３４とに破断分割される。

なお、大端部３０を破断分割する工程の前に、予め大端部３０を所定の温度以下（例えば−４０℃以下）に冷却しておくことが好ましい。大端部３０の冷却は、例えば、コンロッド１を液体窒素に浸すことによって行うことができる。破断分割工程の前にこのような冷却工程を行うことにより、チタン合金製のコンロッド１の破断分割を容易に行うことができる。

従来、このような冷却工程は、鋼製の破断分割型コンロッドに対して行われることはあった。鋼製のコンロッドの場合、荷重を加えられた際の破壊様式が延性破壊から脆性破壊に変化する温度（「延性―脆性遷移温度」と呼ばれる）が室温以下であるため、冷却工程を行うことによって破断分割を容易に行うことができるようになるからである。

しかしながら、チタン合金では、この延性―脆性遷移温度がもともと室温以上である。そのため、冷却工程を行う意味は一見ないようにも思える。ところが、本願発明者が、このような技術常識にとらわれることなく敢えて冷却工程を行ったところ、チタン合金製のコンロッドについても破断分割が容易になることが実験的に確認された。この理由は、靭性が若干でも低下することによって破断分割が容易になったのではないかと推測される。

続いて、ロッド部３３の破断面Ｆとキャップ部３４の破断面Ｆとを位置合わせして接触させた状態でボルト孔３２にボルト４０を挿し込むことにより、ロッド部３３とキャップ部３４とを組み付ける（図１９のステップＳ７）。

次に、組み付けられたコンロッド１の小端部２０のピストンピン孔２５および大端部３０のクランクピン孔３５の内周面を研削する（ステップＳ８）。このようにして、分割型のコンロッド１が製造される。

その後、組み付けられたコンロッド１の大端部３０からボルト４０を外すことにより、ロッド部３３およびキャップ部３４を分解する（ステップＳ９）。最後に、分解されたロッド部３３およびキャップ部３４をクランクシャフトのクランクピンに組み付ける（ステップＳ１０）。

本実施形態の製造方法では、上述したように、介在物の長手方向が破断予定面に略平行なコンロッドを用意し、このコンロッドに対して破断分割を行うので、破断分割を容易に行うことができる。また、破断予定面の近傍に介在物を含むコンロッドを用意するので、破断面の高低差を十分に大きくすることが容易である。

図２４（ａ）〜（ｅ）に、実際に試作したコンロッド１の大端部３０の破断面の写真を示す。図２４（ｂ）、（ｃ）および（ｄ）は、図２４（ａ）中の円で囲まれた部分２４Ｂ、２４Ｃおよび２４Ｄの拡大写真であり、図２４（ｅ）は、図２４（ｂ）中の円で囲まれた部分２４Ｅの拡大写真である。介在物８およびメタルフローは、軸方向Ｘ（紙面上下方向）に平行である。図２４（ａ）〜（ｅ）に示すように、破断面Ｆの全面にわたって微細な凹凸を有する脆性破面が得られており、破断分割が好適に行われたことがわかる。また、凹凸の稜線が軸方向Ｘに略平行に延びており、凹凸の稜線が介在物８の長手方向に平行に延びていることがわかる。破断面Ｆの高低差を測定したところ、２３０μｍ以上であった。

なお、本実施形態では、介在物の長手方向が破断予定面に対して略平行なコンロッドを用意する場合を例示したが、介在物の長手方向は、破断予定面に対して３０°以下の角度である限り傾斜していてもよい。介在物の長手方向と合わせ面とのなす角が０°以上３０°以下であれば、破断分割を容易に行うことができる。

また、図２５に示すように、介在物８の長手方向は合わせ面Ｐに対して略垂直であってもよい。介在物８の長手方向が合わせ面Ｐに対して略垂直であると、メタルフローはコンロッド１の長手方向Ｚに略平行である（図１２参照）ので、破断分割は難しくなるものの、コンロッド１の強度が向上する。具体的には、コンロッド１の軸を曲げる方向の応力に対して疲労強度が５〜１０％向上する。また、型設計が容易になり、歩留まりも向上する。

メタルフローがコンロッド１の長手方向Ｚに略平行である場合にも、ロッド部３３およびキャップ部３４が破断面Ｆの近傍に介在物８を含んでいることにより、破断面Ｆの高低差を十分に大きくし、２３０μｍ以上とすることが容易となる。

図２６、図２７および図２８に、長手方向Ｚに略平行なメタルフローを含むコンロッドの破断面の断面曲線（表面粗さ）を示す。図２６および図２７は、長手方向が合わせ面Ｐに対して略垂直な介在物８を含む試作例のコンロッドの表面粗さを示し、また、図２８は、介在物８を含まない比較例のコンロッドの表面粗さを示している。

図２６および図２７と図２８との比較から、介在物８を含んでいる方が破断面の高低差が大きいことがわかる。具体的には、破断面の高低差は、図２６に示す試作例（材料のチタン合金の組成はＴｉ−３Ａｌ−２Ｖ）では約２７９μｍ、図２７に示す試作例（材料のチタン合金の組成はＴｉ−３Ａｌ−２Ｖ）では約２４８μｍであるのに対し、図８に示す比較例（材料のチタン合金の組成はＴｉ−６Ａｌ−４Ｖ）では約８５μｍである。

これらの試作例および比較例のコンロッドを実際にエンジンに組み付け、エンジンテストを行った。図２８に断面曲線を示した比較例のコンロッドでは、軸受けメタルのクランクピンへの焼付きが発生することがあった。一方、図２６および図２７に断面曲線を示した試作例のコンロッドでは、大端部３０の変形が抑制された結果、そのような焼付きが発生しなかった。

なお、メタルフローが合わせ面Ｐに対して略垂直である場合には、メタルフローが合わせ面Ｐに対して略平行な（あるいは比較的小さな角度で傾斜している）場合に比べて破断分割が難しくなるので、破断分割の速度を上げるとともにより大きなエネルギーを与えることが好ましい。

また、本実施形態では、図１７および図１８に示したように、クランクピン孔３５の内周面には、破断起点溝５０、軸受け係止溝５１および切欠き部５２が形成されている。これらを、破断分割の際の応力が破断起点溝５０に集中するような形状に形成すると、破断分割の際の「二重割れ」を防止することができるので、より好ましい。以下、より詳しく説明する。

図２９（ａ）、（ｂ）および（ｃ）に、破断起点溝５０、切り欠き部５２および軸受け係止溝５１の断面形状をそれぞれ示す。

図２９（ａ）に示すように、破断起点溝５０は、略平行に対向する面および半円形の底面から構成される。破断起点溝５０の深さＨ１は例えば０．５ｍｍであり、底面の曲率半径Ｒ１は例えば０．１ｍｍである。

図２９（ｂ）に示すように、切り欠き部５２は、円弧状の底面から構成される。切り欠き部５２の深さＨ２は例えば０．５ｍｍであり、底面の曲率半径Ｒ２は例えば６．５ｍｍである。

図２９（ｃ）に示すように、軸受け係止溝５１は円弧状の底面から構成される。軸受け係止溝５１の深さＨ３は例えば１．６ｍｍであり、底面の曲率半径Ｒ３は例えば６．５ｍｍである。

切り欠き部５２の深さＨ２および軸受け係止溝５１の深さＨ３は、破断起点溝５０の深さＨ１以上である。本実施形態では、切り欠き部５２の深さＨ２は、破断起点溝５０の深さＨ１とほぼ等しく、軸受け係止溝５１の深さＨ３は、破断起点溝５０の深さＨ１よりも大きい。また、切り欠き部５２の底面の曲率半径Ｒ２は、破断起点溝５０の底面の曲率半径Ｒ１よりも大きく、軸受け係止溝５１の底面の曲率半径Ｒ３は、破断起点溝５０の底面の曲率半径Ｒ１よりも大きい。

一般に、応力集中係数αは下記式（１）により求められる。なお、式（１）において、Ｈは切り欠きの深さを表わし、Ｒは切り欠きの曲率半径を表わす。

α＝１＋２√（Ｈ／Ｒ） …（１）
破断起点溝５０の深さＨ１が０．５ｍｍであり、曲率半径Ｒ１が０．１ｍｍである場合には、上式（１）より応力集中係数αは５．５となる。また、切り欠き部５２の深さＨ２が０．５ｍｍであり、曲率半径Ｒ２が６．５ｍｍである場合には、上式（１）より応力集中係数αは１．６となる。また、軸受け係止溝５１の深さＨ３が１．６ｍｍであり、曲率半径Ｒ３が６．５ｍｍである場合には、上式（１）より応力集中係数αは２．０となる。

このように、破断起点溝５０の応力集中係数は切り欠き部５２および軸受け係止溝５１の応力集中係数よりも大きくなっている。

したがって、クランクピン孔３５の内周面の破断起点溝５０に応力が集中し、切り欠き部５２および軸受け係止溝５１では応力集中が緩和される。それにより、クランクピン孔３５の内周面の中央部に応力が集中する。

ここで、大端部３０の破断分割時の破断起点溝５０および切り欠き部５２の作用をより詳しく説明する。まず、切り欠き部５２が設けられていない場合の大端部３０において破断が進行する様子を図３０から図３３を参照しながら説明し、続いて、切り欠き部５２が設けられている場合の大端部３０において破断が進行する様子を図３４〜図３６を参照しながら説明する。

図３０に示す大端部３０では、クランクピン孔３５の内周面の中央部に形成された破断起点溝５０の両側に１対の軸受け係止溝５１が形成されており、さらに、これらの軸受け係止溝５１の外側（クランクピン孔３５の内周面の両端部）にも破断起点溝５０が形成されている。

通常、応力は肉薄部分および端部に集中しやすい。大端部３０の中央部にボルト孔３２が設けられているので、クランクピン孔３５の内周面の中央部が肉薄部分となる。そのため、クランクピン孔３５の内周面の中央部および両端部に応力が集中する。

したがって、図３０に示す大端部３０では、破断の起点がクランクピン孔３５の内周面の中央部の破断起点溝５０および両端部の破断起点溝５０の３箇所となる。その結果、図３０に矢印で示すように、破断がクランクピン孔３５の内周面の中央部および両端部の３箇所から進行する。

この場合、図３１および図３２に示すように、クランクピン孔３５の内周面の中央部からの破断により形成される破断面ａとクランクピン孔３５の内周面の両端部からの破断により形成される破断面ｂとが異なる高さに発生すると、図３３（ａ）に示すように、破断面ａと破断面ｂとが間隔をおいて重なり合う領域３５０が生じ、二重割れが発生する。

なお、図３２に示すように、後の工程でクランクピン孔３５の内周面がＤ−Ｄ線まで研削される。また、従来の分割型コンロッドの製造方法では、破断分割後の工程でクランクピン孔３５の縁部がＥ−Ｅ線まで面取りされる。

次に、図３３（ｂ）に示すように、ロッド部３３とキャップ部３４とが分離されると、破断面ａと破断面ｂとの合流部Ｍに段差が生じる。図３１に示すように、合流部Ｍは、大端部３０の幅方向Ｙにおける中心線Ｌ１よりもクランクピン孔３５に近い位置に発生する。

その後、図３３（ｃ）に示すように、ロッド部３３とキャップ部３４とが組み付けられた後、Ｄ−Ｄ線までクランクピン孔３５の内周面が研削される。ロッド部３３とキャップ部３４とが分解されると、図３３（ｄ）に示すように、破断面ａと破断面ｂとが重なり合う領域３５０から破片３４１の欠落が起こる。

これに対し、図３４に示す大端部３０では、クランクピン孔３５の内周面の中央部に形成された破断起点溝５０の両側に１対の軸受け係止溝５１が形成されており、これらの軸受け係止溝５１の外側（クランクピン孔３５の両端部）に切り欠き部５２が形成されている。さらに、クランクピン孔３５の縁部には面取り部５３が形成されている。

切り欠き部５２の応力集中係数は、破断起点溝５０の応力集中係数に比べて小さいので、クランクピン孔３５の両端部での応力集中が緩和される。また、クランクピン孔３５の縁部には面取り部５３が形成されているので、クランクピン孔３５の縁部での応力集中が緩和される。そのため、クランクピン孔３５の内周面の中央部に応力が集中する。

したがって、図３４に示す例では、破断の起点がクランクピン孔３５の内周面の中央部の１箇所となる。その結果、図３４に矢印で示すように、破断がクランクピン孔３５の内周面の中央部の１箇所から進行する。

この場合、図３５に示すように、クランクピン孔３５の内周面の中央部からの破断により破断面Ｆが形成される。図３６（ａ）に示すように、１つの破断面Ｆによりロッド部３３とキャップ部３４とが破断分割され、二重割れが発生しない。

したがって、図３６（ｂ）に示すように、ロッド部３３とキャップ部３４とが分離されたときに、破断面Ｆに段差が生じない。

その後、図３６（ｃ）に示すように、ロッド部３３とキャップ部３４とが組み付けられた後に、Ｄ−Ｄ線までクランクピン孔３５の内周面が研削される。図３６（ｄ）に示すように、ロッド部３３とキャップ部３４とが分解された場合にも、破片の欠落が起こらない。

このように、切り欠き部５２が設けられている場合、図３５に示すように、大端部３０の幅方向Ｙにおける中心線Ｌ１とクランクピン孔３５の内周面との間の領域に複数の破断面の重なり合う領域が存在しない。少なくとも軸方向Ｘに平行なボルト孔３２の接線Ｌ２とクランクピン孔３５の内周面との間の領域に複数の破断面の重なり合う領域が存在しない場合には、クランクピン孔３５の内周面の研削の際に破片が欠落することが防止される。

上述したように、クランクピン孔３５の内周面に、破断の起点がクランクピン孔３５の内周面の１箇所となるような構造を形成すると、大端部３０が１つの破断面Ｆによりロッド部３３とキャップ部３４とに破断分割されるので、二重割れの発生を防止できる。したがって、破断面Ｆに大きな突起部が生じることが防止されるとともに破断面Ｆから破片が欠落することが防止される。その結果、ロッド部３３とキャップ部３４との組み付け時に高い真円度および真筒度が得られるとともに、製造不良品の発生率が低減される。

なお、クランクピン孔３５の内周面に形成する構造は、ここで例示したものに限定されない。

図３７に示す大端部３０では、クランクピン孔３５の内周面の中央部に形成された破断起点溝５０の両側に１対の軸受け係止溝５１が形成されているとともに、クランクピン孔３５の縁部に面取り部５３が形成されている。軸受け係止溝５１の外側の部分には破断起点溝５０および切り欠き部５２は形成されずに平坦面となっている。

平坦面の応力集中係数は、破断起点溝５０の応力集中係数に比べて小さいので、クランクピン孔３５の内周面の両端部での応力集中が緩和される。また、クランクピン孔３５の縁部には面取り部５３が形成されているので、クランクピン孔３５の縁部での応力集中が緩和される。そのため、クランクピン孔３５の内周面の中央部に応力が集中する。

したがって、破断の起点がクランクピン孔３５の内周面の中央部の１箇所となる。その結果、図３７に矢印で示すように、破断がクランクピン孔３５の内周面の中央部の１箇所から進行する。

この場合、クランクピン孔３５の内周面の中央部からの破断により破断面が形成される。従って、大端部３０が１つの破断面によりロッド部３３とキャップ部３４とに破断分割されるので、二重割れが発生しない。

図３８に示す大端部３０では、クランクピン孔３５の内周面の中央部に切り欠き部５２が形成されており、この切り欠き部５２の両側に１対の軸受け係止溝５１が形成されている。一方の軸受け係止溝５１の外側には破断起点溝５０が形成され、他方の軸受け係止溝５１の外側にはさらなる切り欠き部５２が形成されている。さらに、クランクピン孔３５の縁部には面取り部５３が形成されている。

この場合、クランクピン孔３５の内周面のうち、切り欠き部５２が設けられている中央部および端部での応力集中が緩和される。また、クランクピン孔３５の縁部には面取り部５３が形成されているので、クランクピン孔３５の縁部での応力集中が緩和される。そのため、クランクピン孔３５の内周面の、破断起点溝５０が形成されている端部に応力が集中する。

したがって、破断の起点がクランクピン孔３５の内周面の一端部の１箇所となる。その結果、図３８に矢印で示すように、破断がクランクピン孔３５の内周面の一端部の１箇所から進行する。

この場合、クランクピン孔３５の内周面の一端部からの破断により破断面が形成される。従って、大端部３０が１つの破断面によりロッド部３３とキャップ部３４とに破断分割されるので、二重割れが発生しない。

図３９に示す大端部３０では、クランクピン孔３５の内周面の中央部に形成された破断起点溝５０の両側に１対の軸受け係止溝５１が形成されており、これらの軸受け係止溝５１の外側に切り欠き部５２が形成されている。クランクピン孔３５の縁部には面取り部５３は形成されていない。

切り欠き部５２の応力集中係数は、破断起点溝５０の応力集中係数に比べて小さいので、クランクピン孔３５の内周面の両端部での応力集中が緩和される。そのため、クランクピン孔３５の内周面の中央部に応力が集中する。

したがって、破断の起点がクランクピン孔３５の内周面の中央部の１箇所となる。その結果、図３９に矢印で示すように、破断がクランクピン孔３５の内周面の中央部の１箇所から進行する。

この場合、クランクピン孔３５の内周面の中央部からの破断により破断面が形成される。従って、大端部３０が１つの破断面によりロッド部３３とキャップ部３４とに破断分割されるので、二重割れが発生しない。

本実施形態におけるコンロッド１は、自動車両用や機械用の各種の内燃機関（エンジン）に広く用いられる。図４０に、本実施形態におけるコンロッド１を備えたエンジン１００の一例を示す。

エンジン１００は、クランクケース１１０、シリンダブロック１２０およびシリンダヘッド１３０を有している。

クランクケース１１０内にはクランクシャフト１１１が収容されている。クランクシャフト１１１は、クランクピン１１２およびクランクウェブ１１３を有している。

クランクケース１１０の上に、シリンダブロック１２０が設けられている。シリンダブロック１２０には、円筒状のシリンダスリーブ１２１がはめ込まれており、ピストン１２２は、シリンダスリーブ１２１内を往復し得るように設けられている。

シリンダブロック１２０の上に、シリンダヘッド１３０が設けられている。シリンダヘッド１３０は、シリンダブロック１２０のピストン１２２やシリンダスリーブ１２１とともに燃焼室１３１を形成する。シリンダヘッド１３０は、吸気ポート１３２および排気ポート１３３を有している。吸気ポート１３２内には燃焼室１３１内に混合気を供給するための吸気弁１３４が設けられており、排気ポート内には燃焼室１３１内の排気を行うための排気弁１３５が設けられている。

ピストン１２２とクランクシャフト１１１とは、コンロッド１によって連結されている。具体的には、コンロッド１の小端部１０の貫通孔（ピストンピン孔）にピストン１２２のピストンピン１２３が挿入されているとともに、大端部２０の貫通孔（クランクピン孔）にクランクシャフト１１１のクランクピン１１２が挿入されており、そのことによってピストン１２２とクランクシャフト１１１とが連結されている。大端部２０の貫通孔の内周面とクランクピン１１２との間には、軸受けメタル１１４が設けられている。軸受けメタル１１４は、軸受け係止溝５１によって係止されている。

図４０に示すエンジン１００は、本実施形態におけるチタン合金製の分割型コンロッド１を有しているので、軽量化、高燃費化および高出力化を実現できる。

図４１に、図４０に示したエンジン１００を備えた自動二輪車を示す。

図４１に示す自動二輪車では、本体フレーム３０１の前端にヘッドパイプ３０２が設けられている。ヘッドパイプ３０２には、フロントフォーク３０３が車両の左右方向に揺動し得るように取り付けられている。フロントフォーク３０３の下端には、前輪３０４が回転可能なように支持されている。

本体フレーム３０１の後端上部から後方に延びるようにシートレール３０６が取り付けられている。本体フレーム３０１上に燃料タンク３０７が設けられており、シートレール３０６上にメインシート３０８ａおよびタンデムシート３０８ｂが設けられている。

また、本体フレーム３０１の後端に、後方へ延びるリアアーム３０９が取り付けられている。リアアーム３０９の後端に後輪３１０が回転可能なように支持されている。

本体フレーム３０１の中央部には、図４０に示したエンジン１００が保持されている。エンジン１００には、本実施形態におけるコンロッド１が用いられている。エンジン１００の前方には、ラジエータ３１１が設けられている。エンジン１００の排気ポートには排気管３１２が接続されており、排気管３１２の後端にマフラー３１３が取り付けられている。

エンジン１００には変速機３１５が連結されている。変速機３１５の出力軸３１６に駆動スプロケット３１７が取り付けられている。駆動スプロケット３１７は、チェーン３１８を介して後輪３１０の後輪スプロケット３１９に連結されている。変速機３１５およびチェーン３１８は、エンジン１００により発生した動力を駆動輪に伝える伝達機構として機能する。

図４１に示した自動二輪車は、本実施形態におけるコンロッド１が用いられたエンジン１００を備えているので、好適な性能が得られる。

本発明によると、チタン合金製の分割型コンロッドにおいて、余分な重量の増加を抑制しつつ、十分な剛性を確保することができる。

本発明によるチタン合金製のコンロッドは、各種の内燃機関（例えば自動車両用のエンジン）に広く用いられる。

本発明の好適な実施形態におけるコンロッドの破断分割前の状態を模式的に示す斜視図である。 本発明の好適な実施形態におけるコンロッドの破断分割前の状態を模式的に示す正面図である。 本発明の好適な実施形態におけるコンロッドの破断分割後の状態を模式的に示す斜視図である。 本発明の好適な実施形態におけるコンロッドの肩部周辺を示す図である。 本発明の好適な実施形態におけるコンロッドに含まれる介在物の顕微鏡写真である。 介在物を含むコンロッド（試作例）について破断面の断面曲線を示すグラフである。 介在物を含むコンロッド（試作例）について破断面の断面曲線を示すグラフである。 介在物を含まないコンロッド（比較例）について破断面の断面曲線を示すグラフである。 鋼製の破断分割型コンロッドについて破断面の断面曲線を示すグラフである。 ロッド部とキャップ部との合わせ面近傍における介在物の様子を模式的に示す図である。 本発明の好適な実施形態におけるコンロッドのメタルフローを模式的に示す図である。 従来のコンロッドのメタルフローを模式的に示す図である。 ロッド部とキャップ部との合わせ面近傍における介在物の様子を模式的に示す図である。 本発明の好適な実施形態におけるコンロッドのメタルフローを模式的に示す図である。 介在物の長手方向と合わせ面との関係を説明するための図である。 （ａ）〜（ｃ）は、介在物の長手方向と合わせ面とのなす角の好適な範囲を説明するための図である。 本発明の好適な実施形態におけるコンロッドの破断分割前の状態を模式的に示す斜視図である。 図１７に示すコンロッドの一部を拡大して示す斜視図である。 本発明の好適な実施形態におけるコンロッドの製造方法を示すフローチャートである。 板状部材からコンロッドの素体を切り出す態様の一例を示す図である。 板状部材からコンロッドの素体を切り出す態様の一例を示す図である。 機械加工の詳細な工程を示すフローチャートである。 破断分割の手法の一例を示す断面図である。 （ａ）〜（ｅ）は、実際に試作したコンロッドの大端部の破断面を示す写真である。（ｂ）、（ｃ）および（ｄ）は、（ａ）中の円で囲まれた部分２４Ｂ、２４Ｃおよび２４Ｄの拡大写真であり、（ｅ）は、（ｂ）中の円で囲まれた部分２４Ｅの拡大写真である。 ロッド部とキャップ部との合わせ面近傍における介在物の様子を模式的に示す図である。 介在物を含むコンロッド（試作例）について破断面の断面曲線を示すグラフである。 介在物を含むコンロッド（試作例）について破断面の断面曲線を示すグラフである。 介在物を含まないコンロッド（比較例）について破断面の断面曲線を示すグラフである。 （ａ）は破断起点溝の形状を示す断面図であり、（ｂ）は切り欠き部の形状を示す断面図であり、（ｃ）は軸受け係止溝の形状を示す断面図である。 切り欠き部が設けられていない大端部の破断予定面における破断の進行を説明するための図である。 切り欠き部が設けられていない大端部の破断面の状態を示す図である。 図３１中のＣ部の拡大図である。 （ａ）〜（ｄ）は、切り欠き部が設けられていない大端部の破断から内周面の研削までの工程を模式的に示す断面図である。 切り欠き部が設けられている大端部の破断予定面における破断の進行を説明するための図である。 切り欠き部が設けられている大端部の破断面の状態を示す図である。 （ａ）〜（ｄ）は、切り欠き部が設けられている大端部の破断から内周面の研削までの工程を模式的に示す断面図である。 二重割れの防止に好適な他の構造を有する大端部の破断予定面における破断の進行を示す模式図である。 二重割れの防止に好適な他の構造を有する大端部の破断予定面における破断の進行を示す模式図である。 二重割れの防止に好適な他の構造を有する大端部の破断予定面における破断の進行を示す模式図である。 本発明の好適な実施形態におけるコンロッドを備えたエンジンの一例を模式的に示す断面図である。 図４０に示すエンジンを備えた自動二輪車を模式的に示す断面図である。 従来の分割型コンロッドを模式的に示す正面図である。 図４２に示す分割型コンロッドのボルトを外した状態を模式的に示す正面図である。 エンジンの運転時に大端部が変形している様子を模式的に示す図である。 従来の分割型コンロッドを模式的に示す正面図である。

符号の説明

１ コンロッド
８ 介在物
１０ ロッド本体部
２０ 小端部
２５ ピストンピン孔
３０ 大端部
３１ａ、３１ｂ 肩部
３２ ボルト孔
３２ｓ ボルト孔の底面
３３ ロッド部
３３ａ 凸部
３４ キャップ部
３５ クランクピン孔
４０ ボルト
５０ 破断起点溝
５１ 軸受け係止溝
５２ 切り欠き部
５３ 面取り部
１００ エンジン

Claims (10)

1. チタン合金から形成され、
   ロッド本体部と、
   前記ロッド本体部の一端に設けられ、貫通孔を有する大端部と、を備え、
   前記大端部が、前記ロッド本体部の前記一端に連続するロッド部と、前記ロッド部に結合されるキャップ部とに破断分割された分割型のコンロッドであって、
   前記ロッド部および前記キャップ部は、それぞれ凹凸形状を有する破断面を有し、
   前記破断面の最も高い部分と最も低い部分との高さの差が２３０μｍ以上であるコンロッド。
2. 前記ロッド部および前記キャップ部は、前記破断面の近傍に介在物を含む請求項１に記載のコンロッド。
3. 前記チタン合金は、希土類元素および硫黄を含み、前記介在物は、希土類元素と硫黄の化合物である請求項２に記載のコンロッド。
4. 前記チタン合金は、０．０５ｗｔ％以上０．７ｗｔ％以下の希土類元素および０．０５ｗｔ％以上０．２ｗｔ％以下の硫黄を含む請求項３に記載のコンロッド。
5. 前記介在物の長手方向は、前記ロッド部と前記キャップ部との合わせ面に対して０°以上３０°以下の角をなす請求項２から４のいずれかに記載のコンロッド。
6. 前記介在物の長手方向は、前記合わせ面に対して略平行である請求項５に記載のコンロッド。
7. 前記合わせ面の近傍におけるメタルフローが前記介在物の長手方向に略平行である請求項５または６に記載のコンロッド。
8. 前記介在物の長手方向は、前記ロッド部と前記キャップ部との合わせ面に対して略垂直である請求項２から４のいずれかに記載のコンロッド。
9. 請求項１から８のいずれかに記載のコンロッドを備えた内燃機関。
10. 請求項９に記載の内燃機関を備えた自動車両。