在使用汽油作为汽车用燃料的情况下，在各燃烧室中混合汽油和空气， 均匀地喷射，将该爆炸燃烧效果最为高效地转换为发动机的动力，作为这 种技术使用共轨喷射系统。这是以电子控制对燃料的喷射压力进行调节的 技术，是对排出气体中的有害物质的降低也有效的技术。在欧洲，多用于 轿车，通过使用杂质成分较少的汽油，能够得到高输出、低油耗还有大转 矩等等，陆续进行该系统技术的开发。
上述共轨喷射系统的主要构成，具有下述功能，即：用泵从燃料罐吸 引燃料(汽油)，将吸引的燃料暂时地高压保存在称为共轨喷射系统的燃 料蓄压器中，从这里将燃料从称为孔口的细径的排出口经配管向喷嘴加压 输送，将燃烧用空气和燃料在喷嘴内部混合，均匀地向发动机燃烧室喷射。
当从喷嘴排出燃料时，越均匀地使燃料进行喷雾燃烧效就越高，而且 越以高压进行喷雾就越容易实现该目的。即，构成极力以高压使燃料喷射 的燃料喷射系统，在开发有害物质排出较少的汽车用发动机方面，成为重 要的技术课题。
但是，在现有的共轨喷射系统中，存在向最初的蓄压器压入燃料时， 在到达其排出口的过程中，蓄压器本身不能耐受燃料的压力，而发生内压 疲劳破损的情况。
为了解决这个问题，在认识到提高共轨喷射系统原材料的钢材强度是 很重要的基础上，进行了通过钢材的化学成分的调整、热处理条件的调整 来应对的技术开发，喷射燃料压力直到120MPa位置都能非常可靠的共轨 喷射系统已经实用化。
超过120MPa的高压用的共轨喷射系统，在现阶段这样制造：通过热 锻一体成形后，在其上实施复杂的机械加工，进而为了确保强度实施调制 处理而制造；但是，随着材料强度变高，成形性变差，而且加工困难，因 此，在该制造方法中，导致成本大幅提升，另外难以开发进一步提高共轨 喷射系统的内压的技术。
在现阶段，虽然至150MPa的高压用共轨喷射系统已经部分实用化， 但是制造方法，还不能够确立除锻造和机械加工的组合之外的方法，因此， 进一步提高共轨喷射系统的内压的课题，仍然没有被解决。
本发明者们，从根本上重新考虑了高压用共轨喷射系统的制造方法， 着眼于将各部位分割为形状简单的部件从而使每个部位进行批量生产、然 后通过接合将它们组装起来制成产品的方法。
以往在通过一体成形来形成部件、形状复杂的情况下，在日本特开 2002-086279号公报以及日本特开2002-263857号公报中公开了这样的技 术：经过模锻、镦锻、或者铸造、局部刮面工序，将要制造的部件分割为 形状简单的部件并大量制造，将它们通过液相扩散接合进行组装。
这些技术，是采用液相扩散接合这种精密接合技术的优点、通过接合 实现复杂形状的部件的技术，但液相扩散接合，具有以熔点下降元素的扩 散速率进行的性质，因此必须在高温下对接合面持续负载应力，工序时间 仅接合就在1分钟以上，时间比较长，而且接合装置的成本比较高，所以 还没有出现在工业上普及的状况。
而且，在日本特开2002-086279号公报以及日本特开2002-263857号 公报中，并没有公开下述的技术，即：在对接合面的负载应力，由于接合 夹具或部件形状还有加工精度的问题而变得不均匀的情况下，在没有均匀 地实施加热的情况下，即便在接合面上发生局部变形，仍能稳定地形成接 合面的精密对接的技术。
汽车用高压燃料喷射蓄压分配器，从应用部位的性质来看，接合强度 严格地反映在设计上，是获得内燃机的可靠性的最为重要的部位。因此， 例如在接合工序中万一产生由于难以管理的因素即上述那样的原因所导致 的不完全接合部时，即便后续的检查技术完全没有问题，从生产成本的观 点出发，没能实现成品率的提高，导致部件的成本变高，另外，在降低检 查的精度进行制造时，作为工业产品不能获得充分的可靠性的问题仍然没 有得到解决。
液相扩散接合等面接合技术，可以形成精密接头，但相反对极其微小 的坡口形状的异常、即坡口的对接的平行度、坡口之间的距离(也称为坡 口的开口)很敏感，想要得到可靠性高的接头，仍然留有要解决的问题。

在此，本发明的课题在于提供一种汽车用高压燃料喷射蓄压分配器及 其制造方法，分别制造将作为汽车燃料喷射部件的共轨喷射系统的燃料分 歧管与轨道本体连接所必需的支架、和轨道本体，将它们通过液相扩散接 合、电阻焊接那样的接合技术或者将它们复合的接合技术，在1000℃以上 的高温下接合，在这种情况下，能够提高接合部的耐内压疲劳特性，由此 能够大幅提高部件的可靠性。
本发明的目的在于，无疏漏地防止上述那样的现有技术的问题，即， 利用接合技术所形成的共轨喷射系统本体和支架的接合，即便满足了抗拉 强度等的机械特性，而由于忽视了以非破坏检查等无法确认的微小缺陷、 基于人为错误的缺陷，导致不能够实现部件所必需的特性、特别是经历长 时间的内压疲劳耐久特性，其要旨如下所述。
(1)一种汽车用高压燃料喷射蓄压分配器，是在汽车用高压燃料喷射 蓄压分配器的轨道本体上通过液相扩散接合等接合有配管安装用支架的汽 车用高压燃料喷射蓄压分配器，其中，该配管安装用支架安装以等压向喷 嘴分配燃料的燃料分配配管，该汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的特征在 于，
所述支架，包括配管侧的圆筒部和轨道本体侧端部的部分圆锥状的末 端部(倾斜部)；
所述支架末端部具有这样的形状：在支架的接合面侧的端部外周的、 支架轴向方向长度2mm以上的范围内，从支架圆筒部侧面起具有10°以上 的角度地朝向接合面端部呈部分圆锥状地展开；
所述轨道本体，在支架接合位置上具有支架接合位置确定用导向槽；
所述导向槽，包括：直径能够与支架接合部内周嵌合的槽内周壁，成 为与支架的接合面的槽底面，和与支架末端部平行、深度为从槽底面起 2mm以上的、朝向支架侧在内侧伸出的部分圆锥形状的槽外周壁；
在所述支架末端部与所述槽外周壁之间的、与接合面平行的0.5mm以 上的间隙中，具有经受塑性变形而被压入的金属制环，由此，通过冷加工 在接合面上恒久地负载有压缩应力。
(2)根据(1)所述的汽车用高压燃料喷射蓄压分配器，其特征在于， 所述金属制环的屈服强度在100MPa以上并在500MPa以下。
(3)根据权利要求1或2所述的汽车用高压燃料喷射蓄压分配器，其 特征在于，在汽车用高压燃料喷射蓄压分配器负载内压、作用拉拔支架的 力时所产生的所述金属制环与轨道本体或与支架之间的摩擦阻力以及所述 金属制环的塑性变形压入后的刚性的合力所引起的拉拔时的塑性变形开始 应力(弹性极限)，大于等于由于发生内压而负载于接合部的最高应力。
(4)一种汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的制造方法，该汽车用高 压燃料喷射蓄压分配器是在汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的轨道本体上 通过液相扩散接合等接合有配管安装用支架的汽车用高压燃料喷射蓄压分 配器，其中，该配管安装用支架安装以等压向喷嘴分配燃料的燃料分配配 管，该方法的特征在于，
将所述支架加工成：外形形状包括配管侧的圆筒部和轨道本体侧端部 的部分圆锥状的末端部，并且该支架的末端部成为如下形状，即，在遍及 支架的接合面侧的端部外周的、支架轴向方向长度为2mm以上的范围内、 从支架圆筒部侧面起成10°以上的角度朝向接合面端部展开；
在所述轨道本体上，在支架接合位置加工支架接合位置决定用轨道槽， 使得该槽包括：直径能够与支架接合部内周嵌合的槽内周壁、成为与支架 的接合面的槽底面、和部分圆锥形状的槽外周壁，该槽外周壁与支架末端 部平行、深度为从槽底面起2mm以上、并且隔着与支架末端部之间的与 接合面平行的0.5mm以上的间隙朝向支架侧在内侧伸出；然后，
将所述支架和所述轨道本体以液相扩散接合等接合，进而实施规定的 热处理；然后，
使金属制环塑性变形而压入所述支架末端部与所述槽外周壁的间隙 中，使得通过冷加工在接合面上恒久地负载压缩应力，其中，该金属制环 具有与支架圆筒部外径相同的内径或具有进而增加了0.5mm以内的空隙 的内径，且具有0.5mm以上的厚度。
(5)根据上述(4)所述的汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的制造方 法，其特征在于，将所述金属制环的高度，设为与所述导向槽的深度相等 的或者在其以上的高度。
(6)一种汽车用高压燃料喷射蓄压分配器，是在汽车用高压燃料喷 射蓄压分配器的轨道本体上通过液相扩散接合等接合有配管安装用支架的 汽车用高压燃料喷射蓄压分配器，其中，该配管安装用支架安装以等压向 喷嘴分配燃料的燃料分配配管，该汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的特征 在于，
所述支架，在外周面的接合面侧的端部上、在支架轴向方向长度2mm 以上的范围内且在整个周长，具有由所述液相扩散接合等接合时的热量形 成的、外径从支架本体外周面起单侧大1mm以上的突出部；
所述轨道本体，在支架接合位置具有支架接合位置确定用导向槽；
该导向槽，包括：直径能够与支架接合部内周嵌合的槽内周壁，成为 与支架的接合面的槽底面，和深度为从槽底面起3mm以上、具有在支架 外径上单侧增加1.5mm以内的间隙的直径的槽外周壁；并且，
所述槽外周壁，具有与支架外周面的接合面侧端部的突出部嵌合的凹 部，通过该槽外周壁的凹部与所述支架的突出部的嵌合所产生的固定效果， 提高所述支架与轨道本体的紧固力。
(7)根据上述(6)所述的汽车用高压燃料喷射蓄压分配器，其特征 在于，所述支架以及轨道本体，由抗拉强度在室温下为800MPa以上且 1500MPa以下、而且在1000℃以上的温度下为200MPa以下的钢材构成， 在对燃料喷射系统施加内压时所产生的、支架拉拔时的塑性变形开始应力 (弹性极限)在100℃为止的范围内为200MPa以上。
(8)一种汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的制造方法，该汽车用高 压燃料喷射蓄压分配器是在汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的轨道本体上 通过液相扩散接合等接合有配管安装用支架的汽车用高压燃料喷射蓄压分 配器，其中，该配管安装用支架安装以等压向喷嘴分配燃料的燃料分配配 管，该方法的特征在于，
在所述轨道本体上，在支架接合位置加工支架接合位置确定用导向槽， 使其具有：直径能够与支架接合部内周嵌合的直径的槽内周壁，成为与支 架的接合面的槽底面，和深度为从槽底面起3mm以上、具有在支架外径 上单侧增加1.5mm以内的间隙的直径的槽外周壁；进而，
在该槽外周壁上，在从槽底面到槽深度方向长度2mm以上的范围内、 且在整个周长上加工外径从槽外周壁面起单侧大1mm以上的凹部；之后，
在通过液相扩散接合等在所述轨道本体上接合所述支架时、在将接合 部暴露在1000℃以上的高温下的期间，在所述支架整体上，除接合时所需 的应力施加时间之外再增加0.1～60秒地施加10MPa以上的应力，从而在 支架的外周面的接合面侧端部上，在支架轴向方向长度2mm以上的范围 内、且在整个周长上，通过热塑性变形形成外径从支架本体外周面起单侧 大1mm以上的突出部，使得该突出部与所述槽外周壁的凹部嵌合，通过 由此产生的固定效果，提高支架和轨道本体的紧固力。
(9)根据上述(8)所述的汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的制造方 法，其特征在于，通过机械加工、冷冲压或冷锻、热锻或热冲压和机械加 工的组合，预先单侧1mm以上地形成所述突出部，并且将该突出部的与 支架外周面连接的斜面与支架外周面所成的角度设为45°以上。
(10)根据上述(8)或(9)所述的汽车用高压燃料喷射蓄压分配器 的制造方法，其特征在于，所述支架和轨道本体，由抗拉强度，在室温下 为800MPa以上且1500MPa以下、而且在1000℃以上的温度下为200MPa 以下的钢材构成，在燃料喷射系统施加内压时所产生的、支架拉拔时的塑 性变形开始应力(弹性极限)在100℃为止的范围内在200MPa以上。
(11)一种汽车用高压燃料喷射蓄压分配器，是在汽车用高压燃料喷 射蓄压分配器的轨道本体上通过液相扩散接合等接合有配管安装用支架的 汽车用高压燃料喷射蓄压分配器，其中，该配管安装用支架安装以等压向 喷嘴分配燃料的燃料分配配管，该汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的特征 在于，
所述轨道本体，在支架接合位置上具有圆筒状的导向槽；
所述导向槽，包括：直径能够与支架的接合部侧内周嵌合的内周壁、 成为与支架的焊接接合面的底面、和加工有内螺纹的外周壁；
所述支架具有同轴二级圆筒形的外形形状，该外形形状包括配管侧的 小径圆筒部和轨道本体侧的大径圆筒部、并在两圆筒部之间夹持有成为肩 部的台阶部；并且，
加强螺纹部件外嵌于所述支架，该加强螺纹部件，具有绕转自如地外 嵌于所述支架的小径圆筒部以及肩部的内面形状、且具有与所述轨道本体 的导向槽的内螺纹嵌合的外螺纹部，而且支架轴向方向上的尺寸不超过支 架尺寸；
通过该加强螺纹部件的紧固，在轨道本体的所述导向槽底面的与所述 支架的接合面施加有压缩应力。
(12)根据上述11所述的汽车用高压燃料喷射蓄压分配器，其特征在 于，所述肩部与支架的外周壁平行部具有30～90°的斜度。
(13)根据上述(11)或(12)所述的汽车用高压燃料喷射蓄压分配 器，其特征在于，所述加强螺纹部件的屈服强度在400MPa以上。
(14)一种汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的制造方法，该汽车用高 压燃料喷射蓄压分配器是在汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的轨道本体上 通过液相扩散接合等接合有配管安装用支架的汽车用高压燃料喷射蓄压分 配器，其中，该配管安装用支架安装以等压向喷嘴分配燃料的燃料分配配 管，该方法的特征在于，
在所述轨道本体的支架接合位置，形成圆筒状的导向槽，该导向槽包 括：直径能够与支架的接合部侧内周嵌合的内周壁、成为与支架的焊接接 合面的底面、和有内螺纹的外周壁；
使用液相扩散接合等的接合方法将所述支架接合在轨道本体的所述底 面上，该支架在配管侧设置有小径圆筒部、在轨道本体侧设置有大径圆筒 部、并且在它们中间设有成为台阶部的肩部；
将加强螺纹部件外嵌于所述支架并且与轨道本体导向槽的内螺纹螺 合，进而紧固，从而在所述轨道本体的导向槽底面的与所述支架的焊接接 合面上产生压缩应力，该加强螺纹部件，具有绕转自如地外嵌于所述支架 的小径圆筒部以及肩部的内面形状、且具有与所述轨道本体导向槽的内螺 纹嵌合的外螺纹，支架轴向方向上的尺寸不超过支架尺寸。
(15)根据上述(14)所述的汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的制造 方法，其特征在于，将所述加强螺纹部件的紧固转矩，设为大于等于在轨 道本体施加有内压时所产生的对接合面的最高负载应力与用金属接触密封 对燃料分配配管进行连接时的紧固力之和。
(16)根据上述(14)或(15)所述的汽车用高压燃料喷射蓄压分配 器的制造方法，其特征在于，在将所述支架和所述轨道本体接合后，进行 调制接合部的热处理，之后，进行所述加强螺纹部件的紧固。
根据本发明，能够有利地补正完善使用液相扩散接合或者其他的接合 方法组装制造尤其是耐受内压超过120MPa的压力的汽车用高压燃料喷射 蓄压器时，由于在接合部不可避免地产生的接合不良所导致产生的接合部 强度降低或从接合部开始的破坏。
另外，即便由接合所形成的汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的轨道本 体和支架的接合，满足抗拉强度等的机械特性，也存在由于忽视用非破坏 检测无法确认的微小缺陷、人为错误造成的缺陷，不能够实现接合部位的 长期内压疲劳耐久特性的情况，根据本发明，能够防止那种情况的发生。
附图说明
图1是表示汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的构造的图，(a)是俯视 图，(b)是主视图。
图2是表示将金属制环压入的要领的图。(a)表示压入前的状态，(b) 表示压入后的状态。
图3是表示配管安装用支架的接合部的形状和金属制环压入前后的形 态。(a)表示压入前的状态，(b)表示压入后的状态。
图4是表示配管安装用支架末端部的倾斜角与拉拔时的变形屈服开始 应力的关系的图。
图5是表示在配管安装用支架末端部的倾斜角为10°的情况下所必需 的环的高度的图。
图6是表示配管安装用支架对轨道本体的安装形态的图。(a)表示汽 车用高压燃料喷射蓄压分配器的宽度方向剖面，(b)扩大地表示接合部。
图7是表示在配管安装用支架的接合端部，在接合之后马上从上方负 载应力、在1000℃以上使其塑性变形而成形突出部的过程的图。(a)表 示成形开始前的状态A，(b)表示成形途中的状态B，(c)表示成形结 束后的状态C。
图8是表示在配管安装用支架的外周面端部预先加工突出部，在接合 之后马上从上方负载应力，在1000℃以上使其塑性变形使突出部鼓出，从 而与轨道本体的槽外周壁的凹部嵌合的过程的图。(a)表示成形开始前的 状态A，(b)表示成形途中的状态B，(c)表示成形结束后的状态C。
图9是表示在配管安装用支架上形成的突出部的外径相对该支架外径 的单侧增量与该支架的拉拔时的塑性变形开始应力的关系的图。
图10是表示在配管安装用支架上通过接合时的塑性变形来形成突出 部的情况下的、该突出部的外径相对该支架外径的单侧增量与该支架的拉 拔时的塑性变形开始应力的关系的图。
图11是表示汽车用高压燃料喷射蓄压分配器的宽度方向的剖面构造 和局部扩大的剖面构造的图。
图12是表示配管安装用支架的肩部的倾斜角θ与该支架的拉拔时的塑 性变形开始应力的关系的图。
图13是加强螺纹部件的厚度与配管安装用支架的拉拔时的塑性变形 开始应力的关系的图。
图14是表示对用本发明的方法所制造的汽车用高压燃料喷射蓄压分 配器的内压疲劳试验结果与现有技术的结果进行比较的图。
图15是表示对用本发明的其他方法所制造的汽车用高压燃料喷射蓄 压分配器的内压疲劳试验结果与现有技术的结果进行比较的图。
图16是表示对用本发明的其他方法所制造的汽车用高压燃料喷射蓄 压分配器的内压疲劳试验结果与现有技术的结果进行比较的图。

在通过接合组装制造汽车用燃料喷射系统即汽车用高压燃料喷射蓄压 分配器(以下，也称为共轨喷射系统)时，在无法检测出在接合部使用现 有技术不可避免地潜在的缺陷的情况下，本发明对该共轨喷射系统的接合 部确实地赋予可靠性，使其功能得以完全发挥。
本发明，包括：轨道本体(以下，也简称为轨道)，其内置共轨喷射 系统的蓄压构造和燃料分支路径、能够连接内部的压力检测或压力反馈机 构；作为连接器的内螺纹式或外螺纹式的连接用突起(以下，使该部位从 共轨喷射系统分离、与轨道本体接合，将这种部件称为配管安装用支架或 简称为支架)，其对形成在轨道本体上的燃料分配路径和通向喷嘴的燃料 分配配管进行连接；和金属制环(以下也简称为环)或者圆筒状的螺纹式 紧固部件(以下，也称为加强螺纹部件)，其在支架与轨道接合后并通过 热处理等实施必要的调制处理后，对轨道本体和支架的接合面恒久地赋予 压缩残留应力。
在图1中，表示共轨喷射系统的一种形态(内螺纹式支架型)，表示 出轨道本体2和支架1。(b)是透视共轨喷射系统的内部配管的图，(a) 是从支架侧观察的图。共轨喷射系统，在内部有贯通孔，具有用于向与孔 的轴线方向垂直的方向分配燃料的孔口。
另外，这里，以图1所示的共轨喷射系统为例进行说明，但基本而言， 对燃料的蓄压器即共轨喷射系统的形状没有限制，剖面可以是这样的矩形 也可以是圆形，根据对发动机的燃料供给和配管的安装的便利性，可以适 当地使共轨喷射系统的形态变化。但是，只有贯通孔和分支管构造是必要 的要素。
1)技术方案1～5的发明
详细说明共轨喷射系统的构造和对接合部赋予压缩残留应力的方法。
在图2中，表示了将共轨喷射系统在宽度方向切断的剖面构造和将金 属制环压入的方法。在图2中，(a)表示将金属制环压入前的状态，(b) 表示将金属制环压入后的状态。
即，
(1)轨道本体和支架是分别制造的简易形状的部件，而不是一体成形 的。
(2)轨道本体和支架，以液相扩散接合等面接合而形成接头，从而以 与母材相同的抗拉强度接合。在接合时，支架的轴心与轨道本体的孔口部 分高精度地连接，为了防止在用金属密封连接配管时所发生的燃料泄漏， 在轨道本体上，设置了用于将支架无错位地正确地接合的导向槽3。
导向槽的深度，因其功能而设为2mm以上。如果是这以下的深度， 则存在这样的情况，即支架的轴心与由金属密封所连接的配管的轴心错位 较大，在紧固时，不能实现紧固，局部燃料泄漏而发生压力损失，燃料喷 射功能变得不够充分。本发明者们，通过实验确认了这一点。
(3)支架，其特征在于，从支架的接合端到2mm以上的高度为止， 具有末端展开的形状，该形状有10°以上的倾斜。与该倾斜面相对的轨道 本体的导向槽，具有与倾斜平行的逆倾斜，在该逆倾斜的导向槽3’中，压 入金属制环4。
(4)压入应力，根据金属制环的材质进行负载即可。如图3所示，以 屈服强度以上的应力将金属制环4压入间隙。关于金属制环的材质，以屈 服强度为参考值实施实验。但是，在100MPa以下的屈服强度时，在支架 上负载所发生的内压应力时的拉拔应力，即实验时的根据最大内压2000 个大气压所计算的应力不满200MPa，会导致上述环塑性变形，支架脱落， 因此将金属制环的屈服强度的下限设为100MPa。
另外，对于屈服强度的上限值，没有特别限制，但在过高的情况下， 存在压入时的塑性变形难以发生，相反，轨道本体或支架塑性变形，金属 制环不能够对接合部赋予残留应力的情况，因此将屈服强度的上限值设为 500MPa。如果提高支架和轨道本体的强度，则对屈服强度的上限值没有特 别限制。
(5)实施金属制环4的压入，直至将支架和轨道本体的间隙完全填充 (参照图3(b)的金属制环9)。填充，只要对环的高度11和槽深预先进 行计算.测量，将金属制环压入至认为完全到达槽底的深度即可。此时，在 金属制环4的高度11与槽深相比较低的情况下，不仅用依据上述计算·测 量的方法不能够进行压入结束的确认，而且实际上根本不能够确认压入。
(6)对压入的实际情况和压入应力的关系，在压入金属制环后切断剖 面进行确认，可知用(5)的压入条件就足够了。
(7)支架和轨道本体的接合，只要选择充分的接合条件，以非破坏检 测实施缺陷检测，就能够使用工业安全系数，保证接合部的特性。但是， 存在忽略了以非破坏检测无法检测到的小的缺陷或者与从探伤探头所入射 的超声波的波长相比极小的缺陷、还有由焊接方法所导致的各种微小缺陷、 焊接裂纹的情况，因此难以百分之百保证接合部的特性。
对接合部所要求的特性是，耐受内压变动时在与接合面垂直的方向上 反复发生的拉伸应力的疲劳特性，由该反复的拉伸应力的蓄积所导致的疲 劳破坏是最难预测的，因此，在部件设计上成为最重要保证项目。
以防止上述疲劳破坏为目的，要在接合部负载压缩残留应力，在本发 明中，压入金属制环，向与接合面垂直的方向施加压缩残留应力的分量， 缓和内压疲劳环境中的疲劳条件，这正是本发明的目的。
但是，为了完全防止疲劳破坏，在本发明中需要使接合部所负载的压 缩残留应力与在用金属密封将配管紧固时所产生的残留拉伸应力(紧固拉 伸应力)、还有负载的内压变动所导致的反复的拉伸应力相比，较大。即 便内压变高，只要紧固拉伸应力与内压所导致的支架的最大拉拔应力之和 没有超过压缩残留应力，则永远也不会在接合部上发生拉伸应力的情况。
即，在共轨喷射系统负载内压、拉拔支架的力作用时所产生的金属制 环与轨道本体或支架之间的摩擦阻力、以及使金属制环塑性变形地压入后 的刚性的合计应力较大，接合面的应力时常为压缩状态，这样即可。
当然，即便接合面的应力为拉伸状态，只要接头强度在拉伸应力的2 倍以上，也认为是工业上可靠的接头，但是为了可靠地保证全部部件，技 术方案4所记载的条件是必要的。
另外，在本发明中，将支架的末端部设为末端展开的形状、在至少2mm 的高度以上赋予10°以上的倾斜的条件，是基于以下这样的实验的。
这里，为了明确表示接合端部的形状，扩大图2所示的接合部附近， 如图3所示。另外，在图中，5是支架的轴心位置。在图3中，(a)表示 金属制环压入前的状态，(b)表示金属制环压入后的状态。
在将距支架末端部(倾斜部)的接合端的距离(支架末端部的高度)6 设为2mm的情况下，使倾斜部的角度7进行各种变化，用拉伸试验机对 支架的拉伸时的应力进行测量。在赋予2000个大气压的内压的预想情况 下，在支架所产生的接合部的拉拔应力的弹性极限，最大可计算为 200MPa，因此将该值设为阈值。
在图4中，表示倾斜角与拉拔时的屈服开始应力(弹性极限)的关系。 如图4所表明的那样，倾斜角以10°为界，拉拔时的屈服开始应力(弹性 极限)跃升到200MPa以上。即，为了得到200MPa以上的拉拔时的变 形开始应力，倾斜角必须在10°以上。关于和倾斜高度的关系，另外实施 同样的实验，直到最大5mm，得到与用于倾斜角选定的实验结果大致相同 的结果。
另外，在图5中，表示了在倾斜角是10°的情况下的金属制环的高度 与拉拔时的屈服开始应力的关系。金属制环的高度11(参照图3)，此时 与导向槽3的槽深一样，槽深越深倾斜部的深度也越深，金属制环和支架 或轨道本体之间的接触面积越大，因此摩擦力也越大。即，对于金属制环 的高度，存在必要的值，在这次的实验结果中，判明为2mm以上。
另外，在赋予充分的刚性的目的中，金属制环4的厚度10(参照图3)， 必需至少为0.5mm，在薄于此的情况下，金属制环局部发生塑性变形，引 起断裂，存在支架在不满200MPa的拉拔应力下脱落的情况。
另外，在制造轨道本体和支架时，能够根据内压和共轨喷射系统的设 计最大主应力的关系来选择材料，能够在抗拉强度为800～1500MPa之间 适当进行选择。在高强度钢的情况下，如果选择纯度较高的高强度钢，则 能够防止由夹杂物所引起的破坏，因此只要从纯度较高的高强度钢中适当 地选择合适的材料即可，没有关于材料的化学成分的限制。
还有，在制造共轨喷射系统时，孔口的直径、内部蓄压区域的主管的 直径等，根据目标共轨喷射系统的功能适当选择即可。它们的选择，不仅 对于本发明的效果全无影响，而且提高了高压共轨喷射系统设计的自由度， 对减轻重量等也有效，从而提高了本发明的效果。
2)技术方案6～10的发明
在图6中，表示将共轨喷射系统在宽度方向上切断的剖面构造，图7 表示由在接合端部上的塑性变形所产生的突出部的成形，另外，图8表示 在预先以机械加工形成突出部的情况下的接头的嵌合状态。
即，
(1)分别制造轨道本体和支架，作为接合·组装用部件。
(2)轨道本体和支架，以液相扩散接合等面接合而形成接头，从而以 与母材相同的抗拉强度接合。在接合时，支架与轨道本体的孔口部分12 高精度地连接，为了防止在用金属密封连接配管时所发生的燃料泄漏，在 轨道本体上，设置了用于将支架无错位地正确加以接合的支架接合位置确 定用导向槽(参照图6中的部分扩大图(b))。
导向槽的深度13，因其功能而设为3mm以上。如果使用这以下的深 度，则存在这样的情况，即支架的轴心与由金属密封所连接的配管的轴心 错位较大，在紧固时，不能实现紧固，局部燃料泄漏而发生压力损失，燃 料喷射功能变得不够充分。
另外，存在这样的情况，即到达支架焊接接合面端的支架外面侧的突 出部和设在轨道本体的导向槽中的、与突出部匹配的外周壁凹部15(参照 图6中的局部扩大图(b))，在接合后没有充分嵌合，支架的拉拔应力低 于200MPa。本发明者们，分别通过实验确认了这些事项。
(3)有必要使得在支架外周面的接合端侧所形成的1mm以上的突出 部8的、在支架轴向方向上的高度14(参照图6中的局部扩大图(b)) 在2mm以上、并在轨道本体的导向槽深度(图6(a)中的13)以下。
在以机械加工预先成形突出部8时，需要使支架外壁和突出部，通过 相对支架外壁的倾斜角16在45°以上的倾斜面连接，而且需要在轨道本体 侧也形成与该突出部匹配的槽外周壁凹部。
轨道本体的槽外周壁凹部和支架突出部的倾斜部，在支架上产生拉拔 应力时，由于摩擦力和嵌合所产生的固定效果，使紧固力提高。在倾斜角 不满45°、支架突出部在支架轴向方向上的高度为2mm的情况下，单从几 何学上看就不能预先成形1mm的突出部，另外，与其嵌合的轨道本体的 槽外周壁凹部的形状也受到相同的限制。
另外，在倾斜角实质上在90°以上的情况下，轨道本体的槽外周壁凹 部侧的加工是不可能的，因此虽然对倾斜角没有限制，但90°以上的倾斜 角是不现实的。
(4)支架突出部朝向轨道本体的槽外周壁凹部的嵌合，如图7(a)～ (c)所示，通过利用接合时的1000℃以上的预热的高温塑性变形而实现。 突出部，通过高温塑性变形，经过成形过程8’达到最终形态8”。用于高温 塑性变形的1应力，在液相扩散接合的情况下，能够在向接合部坡口侧施加 应力时同时施加。
在其他焊接(电阻焊接、摩擦焊接)的情况下，必需进行应力施加， 因此在施加接合接头的变形所需的应力之后，马上进一步促进塑性变形而 成形，从而实现支架突出部与轨道本体的槽外周壁的嵌合。
该嵌合的实现，在嵌合后将接合部切断观察剖面而进行确认。基于该 观察结果，决定应力的大小和应力施加的时期，对应力或应力施加时期进 行工序管理，从而可确保紧固力。另外，是否残留有空隙，能够通过超声 波检测或X射线检测来确认。
该应力和应力施加时期，是由共轨喷射系统的材质、1000℃以上时的 材料的机械特性、尤其是变形屈服应力所确定的因素，能够根据需要，适 当地选择。
(5)支架和轨道本体的接合，只要选择充分的接合条件，以非破坏检 测实施缺陷检测，就能够使用工业安全系数，保证接合部的特性。但是， 存在忽略了以非破坏检测无法检测的小的缺陷或者与从探伤探头所入射的 超声波的波长相比极小的缺陷、还有由焊接方法所导致的各种微小缺陷、 焊接裂纹的情况，因此难以百分之百保证接合部的特性。
对接合部所要求的特性是，耐受内压变动时在与接合面垂直的方向上 反复发生的拉伸应力的疲劳特性，但是由该反复的拉伸应力的蓄积所导致 的疲劳破坏是最难预测的，而且该特性在共轨喷射系统的部件设计中是最 重要保证项目。
以防止上述疲劳破坏为目的，在本发明中，在接合部设置支架突出部 和轨道本体的槽外周壁凹部，利用它们嵌合所产生的固定效果，充分确保 紧固力，防止完全的疲劳破坏，为此有必要使支架的拉拔时的塑性变形开 始应力(弹性极限)，与在用金属密封将配管紧固时所产生的残留拉伸应 力、所负载的由内压变动所导致的反复拉伸应力相比较大，还有，如果考 虑疲劳破坏，拉拔时的塑性变形开始应力，必须是接合部所负载的支架拉 拔应力的2倍。
即便内压变高，只要紧固力超过由内压所引发的支架的最大拉拔时的 屈服开始应力的2倍，则理论上不会发生疲劳破坏。用本发明的方法所紧 固的支架和轨道本体的拉拔时的塑性变形开始应力，即便在接合面上存在 微小的缺陷，由于发生紧固力的面并非只有接合面而有两个面，所以也会 被分散到两个面上，因此，本发明的接合部与没有突出部的现有的焊接式 共轨喷射系统相比，内压疲劳特性优异。
(6)关于支架的材质，没有特别设定化学成分的规定。但是，作为高 压用共轨喷射系统，必须内压疲劳特性优异，因此，适当使用化学成分、 热处理等调制处理或者冷加工等，在共轨喷射系统组装结束后的最终产品 形态中，必须确保材料的抗拉强度在800MPa以上。
因为本发明使用接合技术，所以假设在接合中进入该部分的极为少量 的氢长距离扩散并积聚在共轨喷射系统内部的最大应力发生位置时，为了 不发生由氢所引发的脆化，将抗拉强度的上限设为1500MPa。从氢脆化敏 感性的观点出发，对抗拉强度设制上限值。
另外，为了在实际中能够实现本发明最大的特征、即利用刚刚接合后 的余热使支架端部塑性变形、成形或鼓出突出部这样的加工，有必要使钢 材在1000℃以上的强度(在1000℃以上，实际上强度是随着温度的上升而 下降的，因此1000℃的抗拉强度代表了强度。)在200MPa以下。具有超 过200MPa的高温强度的材料，虽然只有陶瓷、超高温用特别合金，但是 由于是重要材质的要求规格，所以上限值规定为200MPa。
在以上述材料强度的规定为前提，对上述的本发明的效果进行评价。 即，只要支架的拉拔时的塑性变形开始应力(实质上，是在支架在与接合 面垂直的方向上向从轨道分离的方向变形、仅以接合部的接合强度防止支 架脱离的状态下的应力(弹性极限))，直到假设的载置在发动机上的共 轨喷射系统暴露的最高加热温度100℃，都在200MPa以上，则接合的支 架通过本发明的接合端部上的突出部的固定效果和接合部的接合强度，在 实际使用中就没有从接合部脱离的情况。
另外，本发明中的设置在支架外周面的接合面侧端部上的突出部的形 状设为：在外径方向上为1mm以上，另外支架本体外周面与突出部的斜 面所成的倾斜角在45°以上，这样的限制是基于以下实验而确定的。
首先，准备外径24mm、厚度6mm的内螺纹式支架，其中，突出部外 径从24mm开始以0.1mm为单位缓缓增加。
准备与此相对应的轨道本体侧的支架接合位置确定用导向槽，将其设 为内径17.8mm、外径24.5mm、深度3mm，还有，在轨道本体的槽外周 壁上与支架突出部的外径的试验水准相应地加工出仿照于支架突出部的凹 部。
另外，还准备在支架外周面不具有突出部的支架，以及仅使与此相对 应的轨道本体的槽外周壁的凹部以0.1mm为单位变化的支架本体。
对这些部件实施液相扩散接合或者电阻焊接，或实施在电阻焊接之后 进行液相扩散接合的复合接合，来试制共轨喷射系统，对支架的拉拔时的 塑性变形开始应力进行测定。另外，预先对支架突出部完全与凹部配合时 所需的变形量进行管理：对间接地向支架负载应力时所产生的支架高度的 减少量进行测量，求得最适当的值，用该减少高度进行管理。
在图9中，表示了预先在支架的切削加工时设置突出部的情况下、初 期突出部外径相对支架平行部外周面的单侧增量与支架的拉拔时的塑性变 形开始应力(弹性极限)的关系。判明在突出部的相对平行部外周面的单 侧增量正好为1mm时，拉拔时的塑性变形开始应力超过200MPa。
在以该数据用机械加工成形突出部的情况下，确定突出部的相对支架 外径的必要的单侧增量在1mm以上。另外，没有对单侧增量设置上限限 制，但在过大(实际上，通过实验明确为3mm以上)的情况下，事前的 机械加工时的切削余量变得过大，产生材料加工成本的问题，因此是有限 制的。但是，从结构上看，没有实质性的上限限制。
在图10中，表示了在没有预先设置突出部的情况下、接合后在支架的 轴心位置在宽度方向上切断共轨喷射系统、对利用接合时的塑性变形而成 形突出部时的突出量实际进行测量的结果，和为该变形量时的支架拉拔时 的塑性变形开始应力的关系。
即便在没有预先设置突出部的情况下，因为最终塑性变形部以与轨道 本体侧的凹部匹配的方式伸出，所以同样地，在1mm的突出部外径增量 时，支架拉拔时的塑性变形开始应力超过200MPa。
此时，支架的接合端部的塑性变形量，实际上大于事前加工突出部的 情况，支架的高度变化较大，但完成的接头形状与预先设置突出部的情况 相似。塑性变形量不同而突出部的形状变得相似，这是因为与突出部相连 的支架外周面也因塑性变形而增大了外径。
3)技术方案11～16的发明
关于本发明的共轨喷射系统的构成、对焊接接合部施加压缩残留应力 的方法以及发挥与支架的固定效果所需的加强螺纹部件而支架的嵌合方 式，使用图1以及图11进行说明。
在图11中，表示将共轨喷射系统在支架轴心剖面在宽度方向上切断时 的剖面构造，并且表示了加强螺纹部件3和支架侧的肩部4的形状。
在图1以及图11中，轨道本体2，在内部具有轨道轴向方向的中心孔 29，还有在该图的例子中，在与中心孔29的轴向方向垂直的方向上具有用 于燃料分配的孔口27。中心孔29与孔口27所成的角度，为了根据材料的 强度降低应力集中度，可以适当地进行变化，对本发明的适用范围、效果 的发挥没有影响。
另外，这里虽以图1以及图11所示的共轨喷射系统为例说明本发明， 但对燃料的蓄压器即轨道本体的形状，基本没有限制，轨道本体的剖面， 可以是这里的例子所示的矩形，另外也可以是圆形，根据对发动机的燃料 供给和配管的安装的便利性，能够使其适当地变化形态。但是，只有中心 孔和分歧管构造是必要的。
另外，轨道本体的接合支架这一侧的表面21，优选，其表面粗糙度为 Rmax值在100μm以下，因此，优选，该面由机械加工加工而成。
另外，在该表面20上，实施精密加工，即，加工用于将支架1在必要 位置精密地接合的导向槽35、和密封面28等，该密封面通过加工在支架 的内周面上的内螺纹31而得到反作用力、将连接轨道本体和燃料分配用配 管30的连接用部件30的前端进行金属接触密封，优选，这些表面全部以 相同的精度进行加工。
这是为了充分发挥本发明的加强螺纹部件17的应用效果而优选的要 素。
支架1成形为：配管侧为小径圆筒部，轨道本体侧为大径圆筒部，在 它们中间设置成为台阶部的肩部18，整体看来具有同轴二级圆筒状的外形 形状。另外，在内周具有内螺纹31，通过该螺纹，使配管连接部件30在 金属接触密封面28上与轨道本体2连接。
在本发明中，对于支架1和轨道本体2，在支架的轨道侧端部32通过 在1000℃以上实施的液相扩散接合或电阻焊接或复合使用它们的接合方 法等，接合在轨道本体上，组装成共轨喷射系统。这种组装式的共轨喷射 系统，尚未在工业上普及。其原因是，使支架和轨道本体的接合部的可靠 性在工业上可靠的技术尚未完成。
于是，在本发明中，在上述接合完成后不需热处理的情况下在接合后， 或者在接合后需要热处理的情况下在热处理后，以提高支架1和轨道本体 2的接合部的接头强度为目的，将加强螺纹部件17外嵌在支架1上、且与 轨道本体导向槽35的内螺纹13螺合，进而紧固。该加强螺纹部件17被加 工成：具有旋转自如地外嵌在支架1的小径圆筒部以及肩部18上的内面形 状，具有与轨道本体导向槽35的内螺纹23螺合的外螺纹部42，支架轴向 方向上的尺寸19不超过支架尺寸43。
这样一来，本发明能够提供一种共轨喷射系统，其具有这样的构造： 在支架的肩部18上产生压缩应力，该应力通过支架1的刚性传递至接合面 41，在轨道本体的导向槽底面39的与支架的接合面41上恒久地施加压缩 应力；另外，能够提供使用加强螺纹部件3组装的共轨喷射系统的制造方 法。
支架侧的肩部分的伸出宽度33，优选，单侧在0.5mm以上。此时， 如果将与支架的圆筒轴心34方向垂直的肩部的剖面面积与加强螺纹部件 的同样的剖面面积(这里，意味着在加强螺纹部件的剖面中传递应力的剖 面面积，也称在肩部和外螺纹部之间的平行部上的剖面面积)取得足够大， 则在加强螺纹部件17的屈服强度足够的情况下，能够在接合面41上施加 必要的压缩残留应力。
因为将在支架的肩部所受的反作用力，通过设在轨道本体侧的导向槽 35的外周壁38(深度被构造所限，如后所述，优选3～5mm)上的内螺纹 23承受为紧固反作用力，所以加强螺纹部件17的在肩部和外螺纹部之间 的平行部的厚度24优选在0.5 mm以上。
对该内螺纹23的形状没有特别限制，根据材质特性确定用于不使加强 螺纹部件17的外螺纹42破损或脱离的螺距和螺牙高度即可。
加强螺纹部件17的外螺纹42的螺纹长度或导向槽外周壁的内螺纹23 的螺纹长度22(实质上存在与轨道本体侧的导向槽35的深度一致的情况)， 优选在3mm以上。例如，在不能确保5周以上0.5mm螺距的嵌合螺牙的 情况下，对各螺牙所施加的应力变得过高，可能导致螺牙的破损。这些值， 全部是通过几何学计算和应力的推定计算以及实际的实验所得的推荐值。
另外，在加强螺纹部件17上所加工的轨道本体侧端部的外螺纹42的 形状也一样，只要螺纹长度22在3mm以上，就能够确实地承受由紧固夹 具的螺纹嵌合所产生的反作用力。
另外，在将槽深度设为5mm以上的情况下，贯通轨道本体内部的中 心孔29和导向槽底面39接近，与导向槽底面39和内周壁37接触的角部 与中心孔29的距离成为决定轨道本体2的周方向应力的因素。因此，为了 排除发生连接两者的破坏的可能性，优选，导向槽35的深度在5mm以内。 但是，该值在本发明中，有根据轨道本体的材料特性而变化的情况。
对支架1的轨道本体侧的厚度25没有设置限制。但是，优选，在支架 1的轨道本体侧外壁和加强螺纹部件17的内径之间设置0.2mm以上的间 隙。这是为了避免：在接合等制造工序中，在支架1塑性变形、接合端32 侧向外周侧鼓出的情况下，不会紧固至加强螺纹部件17与支架1的肩部 18完全嵌合的情况。
另外，为了使以上那样的精密的部件形状，完全发挥功能，如上所述， 优选，对轨道本体的与支架接合的面21进行机械加工，使得包括槽的加工 面在内，成为至少Rmax值1在00μm以下的凹凸。通过该加工，能够充 分发挥使用上述那样的加强螺纹部件的本发明的效果。
对设在支架1上的肩部18的位置，没有特别的限制，但如果从轨道本 体2侧的端面离开10mm以上，则能够避免螺纹部与肩部在轴向方向上重 复而无法确保足够的嵌合长度的情况。另外，在加强螺纹部件17中，没有 限制从与支架的肩部嵌合的部位到上端为止的长度，但加强螺纹部件的轴 向方向长度19没有超过支架轴向方向长度43时，没有共轨喷射系统的配 管部件安装困难的情况，因此优选。
施加于支架1的应力，是(a)在配管连接用部件30与支架1的紧固 转矩为大约30KN左右所产生的、朝向支架的接合面41的拉伸应力(大约 100MPa左右)和(b)在内压最大施加至200MPa左右时所产生的、朝向 支架的拉拔方向的应力(大概为20～50MPa左右)的复合，即为120～150  MPa。在没有施加内压的情况下，100～150MPa的应力周期，施加在焊 接接合面上。在现有技术中，该应力直接由接合面负担。
本发明的特征在于，作为降低上述应力的对策而应用加强螺纹部件 17。于是，只要加强螺纹部件的紧固转矩，大于等于对轨道本体施加内压 时所产生的对接合面的最高负载应力和以金属接触密封对燃料分配配管进 行连接时的紧固力之和，即，只要通过加强螺纹部件3的紧固转矩对支架 1和轨道本体2的接合面41施加所述120～150 MPa的压缩应力，则即便 在内压变动时，也能够在接合面41上时常地施加压缩应力，其结果是，在 接合面41上，实质上不产生由内压变动所导致的拉伸应力，或者即便产生 拉伸应力，也是疲劳限度以下的拉伸应力。
另外，明确了：即便在紧固转矩在共轨喷射系统工作中降低的情况下， 通过由螺纹部分的形状产生的固定效果，使得增强螺纹部分17从轨道本体 2脱离时的应力，与不存在加强螺纹部件的情况相比较变得较高。
因此，只要增强螺纹部分17没有完全破损脱离或者增强螺纹部分17 的所有螺牙没有疲劳破坏缺损，就不会有通过接合所得到的支架1和轨道 本体2的接合部从轨道本体脱离的可能性，关于从该接合部开始的疲劳破 坏，可以说不必担心。
而且，在该接合部，原本有通过接合所得的接头强度，对于该强度本 发明者研究后得知：只要是例如通过液相扩散接合等物质的扩散移动所实 现的一体化接合技术，接头系数就在母材强度的80％以上这样极高的程 度。
因此，即便存在缺陷，因为接头的疲劳破坏寿命较长、不易发生从接 合部开始的破坏，所以只要应用加强螺纹部件17，轨道本体和支架的接合 强度与没有应用加强螺纹部件的情况相比，确实要高。该效果，尤其是在 单独或与其他接合并用使用液相扩散接合的情况下，与现有的焊接式共轨 喷射系统相比较，很显著。
另外，即便在共轨喷射系统工作中发生加强螺纹部件的紧固转矩由于 发动机、车体的振动等而降低的情况下，通过定期点检等，再次施加足够 的紧固转矩，就能够使对焊接部的压缩残留应力回复，这一点也是本发明 的特征。
作为这样的加强螺纹部件17的材料特性，必需有这样的特性：在弹性 极限内对由配管连接用部件30的紧固转矩所产生的应力和由内压变动所 产生的应力这双方进行吸收。因此，优选，加强螺纹部件17，具有将产生 的最大应力乘以疲劳的一般安全系数2所得的300MPa以上的屈服强度。
在本发明中，还将加强螺纹部件的优选机械特性设定为400MPa的屈 服强度，该400MPa的屈服强度是：工业的安全裕度设为大约1.3，推测在 厚度最薄为0.5mm时也没有疲劳破坏的屈服强度。
通过材料、热处理条件的选择进一步提高加强螺纹部件的屈服强度， 当然是有效的，但在利用切削加工制造强度非常高的加强螺纹部件的情况 下，由于该加强螺纹部件是切削余量极大的形状，因此成本上升和切削性 恶化导致生产性降低，从而屈服强度的提高存在限制。另一方面，关于加 强螺纹部件的厚度的上限，在本发明中没有限制，但加强螺纹部件的厚度， 一并考虑到轨道本体的重量减轻和加强螺纹部件的刚性，还考虑形状或成 本和生产性、紧固部件的安全裕度的平衡等，适当决定即可。
经过各加工、组装、接合工序所制造的共轨喷射系统，与现有的一体 成形型的共轨喷射系统相比较，从生产性的观点出发，成本竞争力极高， 另外，与现有的焊接接合式共轨喷射系统相比较，接合部有足够的可靠性， 具有耐受极高内压即200MPa以上的规格的功能。
如果在设计时对共轨喷射系统的各部的应力状态进行推定计算，轨道 本体在接合后具有1000MPa以上的屈服强度时，就能够得到200MPa的 内压疲劳耐久性优异的共轨喷射系统。
另外，有必要在支架1的外壁上设置与加强螺纹部件17嵌合的肩部 18，肩部18所需的角度θ(图中6)以及加强螺纹部件17的厚度24，通 过以下的实验求得。
利用具有屈服强度490MPa的钢材，以切削加工制造加强螺纹部件17。 此时，高度为20mm，使支架的肩部18与支架外壁的平行部所成的角度θ 从10°变化至90°。
接着，加工与其无间隙嵌合的加强螺纹部件的内面形状，使加强螺纹 部件17的厚度24，从0.2mm变化至6mm。将它们螺合，在与接合面41 垂直的方向上使用拉伸试验机对支架1进行拉伸，采集应力-应变(以支架 1的轴心方向34的伸长来代表)曲线。
此时，应力-应变曲线，在应力为较小值的区间表现为直线的相关函数， 当变为一定值后偏离直线侧，相对于应力的增加应变的增加变大，开始所 谓的塑性变形。该塑性变形开始点即弹性极限，在本发明中被称为“支架的 拉拔开始时的塑性变形开始应力”。
如上所述，已知：配管连接部件30对支架1的紧固转矩在大致30KN 左右就能够防止燃料的泄漏、压力降低，因此，这和由于内压所产生的对 接合部的负载载荷除以支架1的接合面的面积所得的值，成为接合面所负 载的恒久的应力和变动应力。进而，根据这些值解析计算应力分布，推导 出只要支架1的拉拔时的塑性变形开始应力在200MPa以上，接合式共轨 喷射系统就不会从接合部开始发生破损。
于是，将该值作为阈值，研究肩部18的倾斜角θ(与强螺纹部件17 的内面形状所具有的嵌合部的倾斜角相同)以及加强螺纹部件17的厚度 24的关系。在图12中，表示肩部的倾斜角θ与支架的拉拔时的塑性变形 开始应力的关系。判明，若倾斜角θ超过30°，则支架的拉拔时的塑性变 形开始应力在200MPa以上。
同样的，在图13中，表示加强螺纹部件的单侧厚度与拉拔时的塑性变 形开始应力的关系。判明，在厚度在0.5mm以上的情况下，支架的拉拔时 的塑性变形开始应力在200MPa以上。
实施例
以下，对本发明的实施例进行说明。
(实施例1)
技术方案1～5的发明所涉及的实施例。
以下这样试制图1所示的共轨喷射系统。即，使用具有表1所示的三 种化学成分的钢板或棒钢，通过轧制、拉拔、切削等制造：长230mm、宽 30mm的轨道本体，和在外径24mm、厚5mm的支架的内径侧具有最大螺 牙高度为2mm的螺纹的用于燃料分配的分支配管连接用支架。
在轨道本体上，如图3所示，加工深为3mm的支架接合用导向槽， 在支架端部上如图3所示设有倾斜角15°、高度3mm的末端部，在与其对 面的轨道侧槽外壁上，为使末端部倾斜同样成为15°而实施磨削加工，为 使轨道侧槽外壁与支架端部末端部的外面之间的距离成为0.5mm，而调整 槽形状。
在利用液相扩散结合以及电阻焊接、摩擦焊接或者它们的组合接合技 术将轨道本体和支架接合后，通过接合后的冷却或实施热处理，使材料强 度变为1200MPa，以在支架接合部残留压缩应力为目的，以800MPa的压 力将厚0.5mm、高3mm的钢制环压入支架外壁和轨道槽外壁之间的间隙， 组装成共轨喷射系统。
在组装后实施拉拔支架的实验时，拉拔时的塑性变形开始应力(弹性 极限)，是拉拔力除以钢制环从支架轴向方向所视的压入前的面积所得的 值，为450MPa。此时的钢制环的钢材，是JIS G 3106的SM490钢，压 入前、加工后得到的屈服应力为364MPa。即，钢制环，由于压入而加工 硬化。
另外，通过另行加工并安装的固定用夹具将完成了的共轨喷射系统设 置在内压疲劳试验装置中，以最大喷射压力3000个大气压、15Hz实施1000 万次的内压疲劳试验。在试验中，以与加工在支架内径侧的螺纹形状相配 合的方式选择堵塞支架上部的开口端的螺钉，以3ton的最大转矩加以紧 固，从而再现实际的发动机中的使用环境。
达到疲劳破坏的内压负载重复次数N与根据施加压力所计算的接合部 应力的关系，在图14中，表示为内部压力-疲劳破坏寿命线。此时，施加 于接合部的最大施加压力由形状和内压决定，但能够推定计算在内压为 200MPa时所产生的接合部最大主应力为190MPa，另外同样能够推定计 算在300MPa时为270MPa。
在图14所示的结果中，黑点表示从轨道本体开始破坏，有箭头的黑点 表示即便1000万次而不会发生疲劳破坏，还有，黑三角表示从支架和轨道 本体的接合部开始破坏。
在实际的施加于共轨喷射系统的内部压力中，220MPa是设想的内部 压力中最大的。根据图14所示的数据，能够获知疲劳极限的压力为 230MPa，所制造的共轨喷射系统能够以最高220MPa的内压耐受1000万 次的疲劳试验。
在图中，为了比较，以虚线作为代表线，表示没有设置像本发明这样 的突出部的焊接式共轨喷射系统的结果。疲劳极限的应力稍稍降低，但是 这是因为作为疲劳极限的值是在372万次以及561万次时、从接合部开始 破坏的数据，从而明确了在本发明中所组装的共轨喷射系统的接合部的强 度可靠性，与现有技术相比明显提高。
表1
                                                                                            (mass％)
钢记 号  C  Si  Mn  Cr  Mo  Ni  Nb  V  N  B  Ca A  0.340  0.20  0.60  1.40  0.50  0.40  0.0500  0.0600  0.0070  0.0024 B  0.180  0.45  0.45  2.30  1.12  0.26  0.0700  0.0300  0.0060  0.0015 C  0.120  0.35  0.56  3.25  0.62  0.0400  0.2500  0.0120  0.0009  0.0021
(实施例2)
技术方案5～10的发明所涉及的实施例。
以下这样试制图1所示的共轨喷射系统。即，使用具有表2所示的化 学成分的钢板或棒钢，通过轧制、拉拔、切削等制造：长230mm、宽30mm 的轨道本体、和在外径24mm、厚5mm的支架的内径侧具有最大螺牙高度 为2mm的螺纹的用于燃料分配的分支配管连接用支架。
在轨道本体上，如图6所示，加工深3mm的支架接合位置决定用的 导向槽。
在图6中，(a)表示轨道本体，(b)扩大地图示了支架接合部。支 架端部如图7以及图8所示，准备了预设有突出部的以及没有预设突出部 的两种。
在图7中，(a)表示状态A：仅接合的状态，(b)表示状态B：在 接合后马上负载应力，接合面塑性变形，支架外壁开始向轨道缝隙鼓出的 状态，(c)表示状态C：在状态B进一步继续负载应力，在温度在1000℃ 以上的状态下，使突出部完全填充缝隙、成形完成的状态。
在图8中，(a)表示状态A：仅接合的状态，(b)表示状态B：在 接合后马上负载应力，接合端部塑性变形，预先加工的突出部开始向轨道 缝隙鼓出的状态，(c)表示在状态B进一步继续负载应力，在温度在1000℃ 以上的状态下，突出部完全填充缝隙、成形完成的状态。
另外，在图8(b)中，斜线部是鼓出部8’，同样，在图8(c)中， 斜线部是鼓出部8”，预先加工的突出部与缝隙匹配。
在图7或图8所示的工序中，以液相扩散接合、电阻焊接、或者电阻 焊接与液相扩散接合的复合接合，将支架和轨道本体接合。
使用放射温度计对比轨道本体表面位置高0.2mm的支架外壁的温度 进行测量，从而确认在刚刚接合后(复合接合时是指最初的电阻焊接时) 的余热的作用下，支架的接合端部在1000℃以上，同时，从支架的接合面 的反向侧的端面施加应力，通过支架的十字头的变位量计测预先另行计测 设定的支架高度的减少量，确认必要的支架端部的塑性变形在预设突出部 的情况下和没有预设的情况下的变形量达到必要的变形量，去除应力，接 着，进行冷却，确认支架的高度满足必要的规格。
此时的用于成形突出部的或者使突出部与轨道本体槽外周壁凹部完全 嵌合的负载应力，是施加在支架上的应力值，在电阻焊接的情况下为 18MPa，在液相扩散接合的情况下为15MPa。
进而，将共轨喷射系统整体在非活性气氛中再次加热至1150℃，保持 10分钟后，进行正火以及退火，对组织进行调质，使共轨喷射系统的抗拉 强度成为1000MPa，能够耐受200MPa的内压疲劳。
制造20个以完全相同的条件所制造的共轨喷射系统，将1个在通过支 架中心轴的共轨喷射系统的宽度方向上切断，测量并确认突出部与轨道本 体的槽外周壁的凹部嵌合，支架接合两侧端部的突出部相对于轨道本体槽 外周壁的外径的单侧增量在1.12至1.47mm的范围。
在该范围内，1个共轨喷射系统的所有支架突出部的外径变化，但没 有低于1.0mm。以支架突出部的高度为2.0mm的方式加工支架端部，使突 出部的外径和支架的外周径的接合前的单侧增量在1.1±0.05mm地进行管 理，并且无论有没有支架端部的突出部加工，对轨道本体的槽外周壁的凹 部，以其凹陷量根据支架端部的塑性变形而变为1.1±0.05mm的方式进行 加工。
将支架端部的突出部与支架本体外周面所成的倾斜角设为60°。与其 嵌合的轨道本体的槽外周壁的凹部设有同样的逆倾斜。另外，轨道本体外 周壁的外径与支架外径的间隙，在预设突出部的情况下，单侧为1.2mm， 在没有预设突出部的情况下，单侧为1.0mm。
拉拔经以上工序所组装的共轨喷射系统的支架，实施评价试验，使拉 拔力除以支架的未接合端部侧的面积从而计测拉拔应力，计测该变形从弹 性变为塑性时的应力，为400MPa。
另外，通过10个以上另行加工安装的固定用夹具将完成了的共轨喷射 系统设置在内压疲劳试验装置中，以最大喷射压力300MPa、15Hz实施 1000万次的内压疲劳试验。在试验中，以与加工在支架内径侧的螺纹形状 相配合的方式选择堵塞支架上部的开口端的螺钉，以3ton的最大转矩加以 紧固，从而再现实际的发动机中的使用环境。
达到疲劳破坏的内压负载重复次数N与根据施加压力所计算的接合部 应力的关系，在图15中，表示为内部压力-疲劳破坏寿命线图。此时，施 加于接合部的最大施加压力由形状和内压决定，但是能够推定计算在内压 为200MPa时所产生的接合部最大主应力为190MPa，另外同样能够推定 计算在300MPa时为270MPa。
在图15所示的结果中，黑点表示从轨道本体开始破坏，有箭头的黑点 表示即便1000万次而不会发生疲劳破坏，还有，黑三角表示从支架和轨道 本体的接合部开始破坏。
在实际的施加于共轨喷射系统的内部压力中，220MPa是设想的内部 压力中最大的。根据图15所示的数据，能够获知疲劳极限的压力为 230MPa，判明所制造的共轨喷射系统，能够以最高220MPa的内压耐受 1000万次的疲劳试验。
在图12中，以虚线作为代表线，表示没有在支架上设置突出部并且没 有在轨道本体槽外周壁上设置凹部的情况下的结果。疲劳极限的应力稍稍 降低，但是这是因为作为疲劳极限的值是在370万次以及560万次时、从 接合部开始破坏的数据，从而明确了在本发明中所组装的共轨喷射系统的 接合部的强度可靠性，与现有技术相比明显提高。
表2
                                                                                                          (mass％)
 C  Si  Mn  Cr  Mo  Ni  Nb  V  N  B  Ca  0.180  0.20  0.45  4.56  0.50  0.40  0.0500  0.0600  0.0070  0.0018  0.0024
(实施例3)
技术方案11～16的发明所涉及的实施例。
以下这样试制图1所示的共轨喷射系统。即，使用具有表3所示的化 学成分的钢板或棒钢，通过轧制、拉拔、切削等制造：长230mm、宽40mm、 厚30mm的轨道本体、和在高25mm、外径24mm、厚4mm的支架的内 径侧具有最大螺牙高度为2mm的螺纹的用于燃料分配的分支配管安装用 支架。
表3
                                                                                                          (mass％)
 C  Si  Mn  Cr  Mo  Ni  Nb  V  N  B  Ca  0.140  0.20  0.45  3.12  0.98  0.15  0.0500  0.2320  0.0070  0.0018  0.0024
在轨道本体上，如图11所示，加工深4mm、宽7mm的支架接合位置 决定用的导向槽。还有，在该导向槽的槽外周部，遍及螺纹长度4mm加 工最大螺牙高度1mm、0.5mm螺距的螺纹。
将表面粗糙度全部设为Rmax值100μm以下。在支架上，在距离轨道 本体侧端面15mm的位置，以机械加工设置与支架外壁所成角度θ为50°、 从支架外壁伸出的宽度为0.6mm的肩部。
对于加强螺纹部件，使用屈服强度为520MPa的钢材，在其加工中， 平行部的厚度设为2.5mm，将与上述支架的肩部无间隙地嵌合那样的逆倾 斜部，配设在规定的位置。另外，在加强螺纹部件的轨道本体侧的外周上， 以切削加工形成与轨道本体的导向槽外周壁的内螺纹嵌合的螺纹长度 4mm的外螺纹。通过上述加工，准备必要数量的加强螺纹部件。
接着，通过液相扩散接合、电阻焊接或者电阻焊接与液相扩散接合的 复合接合，将轨道本体和支架接合。此时的接合条件如下所述。
在以液相扩散接合将支架接合到轨道本体上的情况下，将表4所示的 2种接合箔，仿照接合面的形状地加工并夹在支架和轨道本体之间，以高 频感应加热10℃/s地进行升温，在1150℃下10分钟内保持始终施加接合 应力5MPa的状态，之后，结束加热，一边0.5m3/分地吹入氮气一边进行 冷却，通过这样的工序实施接合。
表4
                                         (mass％)
箔种类  Ni  B  Si  V  Fe  A  Bal.  2.8  1.2  3.5  5.2  B  9.0  3.5  2.0  4.5  Bal.
在以电阻焊接将支架和轨道本体接合的情况下，在支架的接合坡口被 预先加工成60°的V形坡口的状态下进行对接，以150mA/mm2的电流通 电0.6秒，施加200MPa的应力，这样实施接合。
另外，在电阻焊接和液相扩散接合的复合接合的情况下，将坡口的角 度设为80°的钝角，在坡口之间夹设具有30μm厚度的表4所示的接合箔， 以与上述的单独使用电阻焊接的接合条件相同的接合条件，进行夹着液相 扩散接合箔电阻焊接(称为一次接合，具有不需要临时固定和在液相扩散 接合时施加应力的效果)，接着，在1250℃的炉中加热30分钟，结束液 相扩散接合的等温凝固(称为二次接合)，之后，从炉中将其取出，一边 0.5m3/分地吹入氮气一边冷却，通过这样的工序实施接合。
因为一次和二次接合技术不同，所以在本发明中，将该接合工序称为 复合接合。坡口、接合面的加工精度，都管理成Rmax值为100μm以下。
还有，在使用电阻焊接的接合中、在用于确保部件的强度的调质热处 理(实质上，是正火-退火工序。将接合了的部件在电阻加热炉中在950℃ 下保持30分钟之后，在室温的油中退火(冷却速度，以安装在部件表面的 热电偶进行测量，从800℃到500℃的冷却速度平均大约是5℃/s)，接着， 在650℃的电阻加热炉中保持30分钟，之后在空气中放置冷却)后，在使 用液相扩散接合的接合中、在接合后，在设置在轨道上的支架接合用导向 槽和支架外壁之间螺合安装加强螺纹部件，使肩部和加强螺纹部件的内表 面嵌合，在焊接接合面产生400MPa的压缩残留应力，用扭力扳手紧固。
该紧固力，是在共轨喷射系统负载内压的状态下所产生的最大应力 150MPa的2倍以上。
拉拔经以上工序所组装的共轨喷射系统的支架的评价试验使用拉伸试 验机实施，计测拉拔力除以支架的未接合端部侧的面积而得的拉拔应力， 计测该变形从弹性变为塑性时的应力，为540MPa。
另外，通过另行加工安装的固定用夹具将完成了的共轨喷射系统设置 在内压疲劳试验装置中，以最大喷射压力300MPa、15Hz实施1000万次 的内压疲劳试验。在试验中，以与加工在支架内径侧的螺纹形状相配合的 方式选择堵塞支架上部的开口端的螺钉，以30KN的最大转矩加以紧固， 从而再现实际的发动机中的使用环境。
达到疲劳破坏的内压负载重复次数N与根据施加压力所计算的接合部 应力的关系，在图16中，表示为内部压力-疲劳破坏寿命线。此时，施加 于接合部的最大施加压力由形状和内压决定，但是能够推定计算在内压为 200MPa时所产生的接合部最大主应力为150MPa，另外同样能够推定计 算在内压300MPa时接合部最大主应力为200MPa。
在图16所示的结果中，黑点表示从轨道本体开始破坏，有箭头的黑点 表示即便1000万次而不会发生疲劳破坏，还有，黑三角表示从支架和轨道 本体的接合部开始破坏。
在实际的施加于共轨喷射系统的内部压力中，220MPa是设想的内部 压力中最大的。根据图16所示的数据，能够获知疲劳极限的压力为 230MPa，判明所制造的共轨喷射系统，能够以最高220MPa的内压耐受 1000万次的疲劳试验。
在图中，作为代表线，表示将没有应用加强螺纹部件的情况下的同一 设计所构成的共轨喷射系统的内压疲劳试验结果。疲劳极限的应力稍稍降 低，但是这是因为作为疲劳极限的值是在220万次以及460万次时、从接 合部所发生的缺陷或从大型夹杂物开始破坏的数据，从而明确了在本发明 中所组装的共轨喷射系统的接合部的强度可靠性，与现有技术相比明显提 高。
另外，疲劳试验结果与接合方法之间没有明确的对应关系，不管使用 何种接合方法，都会成为同样的动作，因此，图16所示的疲劳试验结果是 合并表示单独液相扩散接合、单独电阻焊接、液相扩散接合与电阻焊接的 复合接合的结果的。
工业应用前景
如上所述，根据本发明，能够有利地补充完善使用液相扩散接合或者 其他的接合方法组装制造尤其是耐受内压超过120MPa的压力的汽车用高 压燃料喷射蓄压器时、由于在接合部不可避免地产生的接合不良所导致的 接合部强度降低或从接合部开始的破坏。
另外，即便由接合所形成的共轨喷射系统的轨道本体和支架的接合， 满足抗拉强度等的机械特性，也会由于忽视用非破坏检测无法确认的微小 缺陷、人为错误造成的缺陷，而不能够实现接合部位的长期内压疲劳耐久 特性，但根据本发明，能够防止发生这样的情况。
因此，本发明在汽车产业中利用可能性很高。