JP3752832B2 - Method and apparatus for joining metal members - Google Patents
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Description
【0001】
【発明の属する技術分野】
本発明は、第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の加熱及び互いに対向する一対の加圧ヘッドを用いた加圧により接合するようにした金属部材の接合方法及び接合装置に関する技術分野に属する。
【0002】
【従来の技術】
従来より、例えばエンジンのシリンダヘッドにおいてバルブシートをシリンダヘッド本体の吸気及び排気用ポートの開口周縁部に接合する場合のように、金属部材同士を接合する方法としては種々の方法が知られている。
【0003】
その方法として、例えば特開平8−100701号公報に示されているように、バルブシートとAl系シリンダヘッド本体とをAl−Zn系ろう材及びフッ化物系フラックスによりろう付け接合するようにすることが提案されている。
【0004】
また、例えば特開昭58−13481号公報に示されているように、両部材の接合面部における接触抵抗加熱を利用した抵抗溶接により金属部材同士を接合する方法が知られている。そして、この抵抗溶接では、例えば特開平6−58116号公報に示されているように、焼結材で構成されたバルブシートの空孔に金属を溶浸することによって、焼結材内部の発熱量を低減して接合面部での発熱量を増大させるようにすることや、例えば特開平8−270499号公報に示されているように、バルブシートの表面に皮膜を形成し、その皮膜をシリンダヘッド本体との結合時に溶融させるようにすることが提案されている。また、この特開平8−270499号公報では、略リング状のバルブシートの内周面部上部に下方に向かって径が小さくなるようにテーパ面を形成すると共に、このバルブシートに当接させる加圧ヘッドとしての電極の下部に該バルブシートのテーパ面と略同じ形状のテーパ面を形成しておき、上記両テーパ面同士を当接させることでバルブシートをシリンダヘッド本体に対して加圧方向と略垂直な方向(略水平方向)にずれないように位置決めした状態で両金属部材同士を加圧するようにすることが示されている。
【0005】
さらに、例えば特開平8−200148号公報に示されているように、バルブシートとシリンダヘッド本体とを、シリンダヘッド本体の接合面部に塑性変形層を形成しつつ溶融反応層を形成することなく固相拡散接合(圧接接合)するようにすることが提案されている。
【0006】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、上記抵抗溶接による接合方法や固相拡散接合方法のように、金属部材同士を該両金属部材間の加熱及び加圧により接合しようとする場合、一方の金属部材が他方に対して加圧方向と略垂直な方向にずれないように位置決めすることが望ましい。この場合、上記従来例(特開平8−270499号公報)のように、加圧ヘッド(電極)で直接的に位置決めを行うようにすることが容易である。
【0007】
しかし、その従来例の如く略リング状の金属部材の内周面部に設けたテーパ面により位置決めしようとすると、その金属部材に対して拡径方向にも加圧力が作用し、その金属部材に割れが生じる場合がある。
【0008】
一方、加圧ヘッドに、金属部材との当接時にその金属部材に設けた加圧方向に沿った側面と略密着するように金属部材との当接面よりも金属部材側に突出する突出部を設けて、その突出部により金属部材の加圧方向と略垂直な方向への移動を規制するようにすることが考えられるが、その金属部材は加圧により加圧方向と略垂直な方向に変形するので、突出部がその変形を拘束し、金属部材との間に押圧力が作用して金属部材が割れる要因となる。そして、接合後に加圧ヘッドをその金属部材から離す際、上記押圧力により突出部と金属部材とが固く密着した状態となっているので、突出部の表面が金属部材と擦れて傷んでしまう。このため、この加圧ヘッドを繰り返し使用すると、疲労破壊してしまう虞がある。また、突出部が金属部材の変形を拘束しないようにしようとすると、突出部を金属部材の側面から離しておく必要があり、これでは位置決めを確実に行うことができなくなる。
【0009】
本発明は斯かる諸点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の加熱及び互いに対向する一対の加圧ヘッドを用いた加圧により接合する場合に、その加圧ヘッドによる第1の金属部材の位置決め方法に工夫を凝らすことによって、第1の金属部材に割れが発生するのを防止しかつ加圧ヘッドの寿命が低下するのを抑制しつつ、第1の金属部材の第2の金属部材に対する位置決めを良好に行えるようにすることにある。
【0010】
【課題を解決するための手段】
上記の目的を達成するために、この発明では、第1の金属部材に当接させる加圧ヘッドに、該第1の金属部材に設けた加圧方向と略垂直な方向に延びる面に当接する金属部材当接面と、該金属部材当接面が第1の金属部材における上記加圧方向と略垂直な方向に延びる面と当接したときに、第1の金属部材に設けた加圧方向に略沿った側面との間に所定の間隙を有するように突出部とを形成しておき、この加圧ヘッドの突出部において上記金属部材当接面と略同じ高さの部位で金属部材が加圧方向と略垂直な方向に移動するのを規制するようにした。
【0011】
具体的には、請求項1の発明では、第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の加熱及び互いに対向する一対の加圧ヘッドを用いた加圧により接合する接合方法を対象とする。
【0012】
そして、上記第1の金属部材に当接させる加圧ヘッドに、該第1の金属部材に設けた加圧方向と略垂直な方向に延びる面に当接する金属部材当接面と、該金属部材当接面が第1の金属部材における上記加圧方向と略垂直な方向に延びる面と当接したときに、第1の金属部材に設けた加圧方向に略沿った側面との間に所定の間隙を有するように上記金属部材当接面から第1の金属部材側に突出する突出部とを形成しておき、上記加圧ヘッドの突出部において上記金属部材当接面と略同じ高さの部位で第1の金属部材が加圧方向と略垂直な方向に移動するのを規制しながら、上記両金属部材同士を加圧するようにする。
【0013】
このことで、突出部と第1の金属部材に設けた加圧方向に略沿った側面との間の間隙の分だけ、第1の金属部材の加圧方向と略垂直な方向への変形が突出部により拘束されずに行われる。しかも、加圧ヘッドの突出部において金属部材当接面と略同じ高さの部位で第1の金属部材の移動を規制するので、その規制を行う部位では間隙量を小さくし、他の部位(突出部の先端側)では間隙量を大きくすることにより、第1の金属部材の加圧方向と略垂直な方向の移動を確実に規制することができると共に、第1の金属部材に対して加圧方向と略垂直な方向に力が加わるのを抑制することができる。このため、第1の金属部材が割れたり、接合後に加圧ヘッドを第1の金属部材から離すときに突出部の表面が第1の金属部材と擦れたりすることはない。よって、第1の金属部材の割れ発生及び加圧ヘッドの寿命低下を防止しつつ、第1の金属部材の第2の金属部材に対する位置決めを良好に行うことができる。
【0014】
請求項2の発明では、請求項1の発明において、第1の金属部材は、略リング状であり、加圧ヘッドの突出部は、上記第1の金属部材の内周面部に略嵌合可能な略円筒状であり、上記突出部の側周面全周で第1の金属部材の加圧方向と略垂直な方向への移動を規制するようにする。
【0015】
このことにより、第1の金属部材の内周面部が内側(内周面部の径が小さくなる側)に変形したとしても第1の金属部材に対して拡径方向に力を作用させることなく、加圧方向と略垂直な全ての方向に対して容易に位置決めを行うことができる。よって、バルブシートとシリンダヘッド本体との接合等に特に有効な方法となる。
【0016】
請求項3の発明では、請求項1又は2の発明において、第1の金属部材及び第2の金属部材間の通電に伴う発熱により加熱を行うようにする。
【0017】
この発明により、両金属部材間の抵抗発熱により容易に加熱することができると共に、通電するための電極を加圧ヘッドと兼用することができ、簡単な方法で両金属部材を確実に接合することができる。
【0018】
請求項4の発明では、請求項3の発明において、第1の金属部材は、焼結材であり、上記第1の金属部材の内部に予め高電気伝導率材料を溶浸するようにする。こうすることで、焼結材内部の抵抗値を小さくして通電時の内部発熱を抑制し、接合面部で有効に発熱させるようにして接合強度を向上させることができる。
【0019】
請求項5の発明では、請求項3の発明において、第1の金属部材は、高電気伝導率元素が分散された粉末材料を焼結してなる焼結材であるものとする。
【0020】
この発明により、第1の金属部材の内部には、Cu等を溶浸した溶浸材とは異なり空孔がそのまま存在しているが、予め高電気伝導率元素が分散されて焼結されているので、第1の金属部材内部の抵抗値は、溶浸材と殆ど同程度に低く抑えることができる。このため、第1の金属部材が内部に空孔を有していても、請求項4の発明と同様に、通電時の内部発熱を抑制して接合を良好に行わせることができる。一方、空孔の断熱作用により熱伝導率は溶浸材よりも小さくなるので、第1の金属部材が高温下で使用するバルブシート等の場合は、その使用時に熱引けが適度に抑えられて酸化被膜が形成される。よって、接合を良好に行いつつ、溶浸工程を省略して製造コストを低減させることができると共に、接合後に高温下で使用する際に第1の金属部材の耐摩耗性を向上させることができる。尚、ここでいう「高電気伝導率元素」とは、電気抵抗率が3×10-8Ω・m以下の元素をいう。
【0021】
請求項6の発明では、請求項5の発明において、高電気伝導率元素はCuであるものとする。このことで、コストを低く抑えつつ、第1の金属部材内部の抵抗値を有効に低減することができる。
【0022】
請求項7の発明では、請求項1〜6のいずれか1つの発明において、第1の金属部材及び第2の金属部材の接合は、第2の金属部材の接合面部を塑性流動させて行うようにする。
【0023】
このことにより、第2の金属部材表面の酸化被膜が効果的に破壊されるので、第2の金属部材の表面を特に保護しておく必要はない。また、第2の金属部材の接合面部を塑性流動させるので、第1の金属部材が第2の金属部材に対して加圧方向と垂直な方向に移動し易くなるが、その移動は加圧ヘッドの突出部により規制されているので、問題は生じない。一方、第2の金属部材の塑性流動は、両金属部材同士を加圧するときにその加圧力を利用することで容易に行うことができ、特別な手段は不要である。よって、簡単な方法で両金属部材の接合をより確実なものとすることができる。
【0024】
請求項8の発明では、請求項1〜7のいずれか1つの発明において、予め第1の金属部材の接合面部に、該第1の金属部材及び第2の金属部材よりも融点が低くかつ第2の金属部材との共晶組成からなるろう材と第1の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成しておき、上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、上記ろう材及び第2の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散状態で接合するようにする。
【0025】
この発明により、ろう材を排出して両拡散層を介した状態で第1の金属部材と第2の金属部材とを液相拡散接合するので、第2の金属部材表面部の酸化被膜や汚れ等がろう材と共に排出されると共に、ろう材層を介さずに両拡散層が直接的に接合される。また、通常、ろう材の融点は低くて接合部の耐熱性が低くなるが、本発明ではろう材と第2の金属部材との合金化によりろう材の成分の割合が変化するので、接合層の融点を高くすることができる。このため、使用したろう材以上の強度と耐熱性とを付与させることができる。そして、このように従来にない利点を有する液相拡散接合方法では、接合強度をより高くするために、酸化被膜を破壊したりろう材を有効に排出したりする必要があり、そのためには加圧力を高くすることが必要となる。このため、従来のテーパ面を利用した位置決め方法等では第1の金属部材がより一層割れ易くなる。しかし、この発明では、加圧方向と垂直な方向に力を殆ど作用させなく接合することができるので、全く問題は生じない。よって、両金属部材の接合強度を確実に向上させることができる。
【0026】
請求項9の発明では、請求項8の発明において、第1の金属部材は、Fe系材料からなり、第2の金属部材は、Al系材料からなり、ろう材は、Zn系材料からなるものとする。
【0027】
こうすることで、Zn系のろう材は融点が比較的低いので、ろう材の溶融及び排出を容易かつ確実に行うことができる。しかも、Zn系のろう材はFe系の第1の金属部材とFe−Znの拡散層を、またAl系の第2の金属部材とAl−Znの拡散層をそれぞれ容易に形成する。さらに、両拡散層を介した接合であるので、Fe−Alという脆い金属間化合物が生成するのを有効に防止することができる。よって、請求項8の発明における接合方法に最適な材料の組合せが得られる。尚、ろう材をZn−Al共晶組成とすることにより、(1) 融点を最も低くすることができるので、短時間で溶融させて接合時間の短縮化を図ることができ、(2) 従来のように接合過程で共晶化するものではないので、接合の安定性の向上化を図ることができ、(3) 脆い金属層を生成させないようにすることができる。
【0028】
請求項10の発明では、請求項8又は9の発明において、ろう材浴中の第1の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、第1の金属部材にろう材層及び上記ろう材と第1の金属部材との拡散層を形成するようにする。
【0029】
このことにより、超音波によるキャビテーション作用により第1の金属部材の表面部の酸化被膜やメッキ層が破壊されるので、ろう材を第1の金属部材の表面部に擦りつけるという機械的な摩擦を利用する方法よりも確実にろう材を第1の金属部材側に拡散させることができる。また、フラックスを用いたろう付けを行う場合のようなフラックス除去のための後工程が不要である。よって、簡単な方法でろう材と第1の金属部材との拡散層を確実に形成することができ、両金属部材の接合強度をより一層向上させることができる。
【0030】
請求項11の発明は、互いに対向する一対の加圧ヘッドを備え、第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の加熱及び上記加圧ヘッドを用いた加圧により接合するようにした金属部材の接合装置の発明である。
【0031】
そして、この発明では、上記第1の金属部材に当接する加圧ヘッドに、該第1の金属部材に設けた加圧方向と略垂直な方向に延びる面に当接する金属部材当接面と、該金属部材当接面が第1の金属部材における上記加圧方向と略垂直な方向に延びる面と当接したときに、第1の金属部材に設けた加圧方向に沿った側面との間に所定の間隙を有するように上記金属部材当接面から第1の金属部材側に突出する突出部とが形成され、上記加圧ヘッドの突出部において上記金属部材当接面と略同じ高さの部位に、上記両金属部材同士を加圧するときに第1の金属部材が加圧方向と略垂直な方向に移動するのを規制する位置決め部が設定されているものとする。このことにより、請求項1の発明と同様の作用効果が得られる。
【0032】
請求項12の発明では、請求項11の発明において、第1の金属部材は、略リング状であり、加圧ヘッドの突出部は、上記第1の金属部材の内周面部に略嵌合可能な略円筒状であり、位置決め部は、上記突出部の側周面全周に設定されているものとする。このようにすることで、請求項2の発明と同様の作用効果を得ることができる。
【0033】
請求項13の発明では、請求項11又は12の発明において、第1の金属部材及び第2の金属部材間の通電に伴う発熱により加熱を行うように構成されているものとする。このことで、請求項3の発明と同様の作用効果を得ることができる。
【0034】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。但し、最初に本発明の適用対象となる金属部材の接合装置及び接合方法についての基本形態を説明し、その後に、本発明の実施形態をその基本形態と異なる点を中心に説明する。
【0035】
(基本形態1)
図1は、本発明の基本形態1に係る接合装置20(図7参照)により製造された接合金属部材としてのエンジンのシリンダヘッド1の要部を示し、このシリンダヘッド1は、第2の金属部材としてのシリンダヘッド本体2における4つの吸気及び排気用ポート2b,2b,…の開口周縁部つまりバルブが当接する位置に略リング状のバルブシート3,3,…(第1の金属部材)が後述の如く接合されてなるものである。上記各ポート2bの開口周縁部はシリンダヘッド1の下側から見て略正方形状に並べられており、その各開口周縁部は各バルブシート3との接合面部2aとされている。
【0036】
上記各バルブシート3の内周面部はバルブ当接面部3cとされて、バルブ上面の形状に沿うように上方に向かって径が小さくなるテーパ状に形成されている。また、各バルブシート3の外周面部は、シリンダヘッド本体2との第1接合面部3aであって、上記シリンダヘッド本体2の接合面部2aにより包囲されかつ内周面と同様にテーパ状に形成されている。さらに、各バルブシート3の上面部は、シリンダヘッド本体2との第2接合面部3bであって、内周側に向かって上方に傾斜している。
【0037】
上記各バルブシート3はFe系材料からなる焼結材であり、その内部の空孔には高電気伝導率材料としてのCu系材料が溶浸されている。この各バルブシート3のシリンダヘッド本体2との第1及び第2接合面部3a,3bには、図2に模式的に示すように、Zn−Al共晶合金(約95重量%Zn成分と約5重量%Al成分(後述するシリンダヘッド本体2の材料成分)との共晶組成)からなるろう材と該バルブシート3との拡散接合層5(拡散層)が形成されている。すなわち、この拡散接合層5は、上記ろう材のZn成分がバルブシート3側に拡散することにより形成されたFe−Znからなっている。
【0038】
一方、上記シリンダヘッド本体2はAl系材料からなり、このシリンダヘッド本体2の各バルブシート3との接合面部2aには上記ろう材と該シリンダヘッド本体2との溶融反応層6(拡散層)が形成されている。すなわち、この溶融反応層6は、上記ろう材のZn成分が溶融状態でシリンダヘッド本体2側に液相拡散することにより形成されたAl−Znからなっている。尚、上記ろう材の融点は、各バルブシート3及びシリンダヘッド本体2よりも低い。
【0039】
そして、上記各バルブシート3とシリンダヘッド本体2とは、上記拡散接合層5及び溶融反応層6を介した液相拡散状態で接合され、この拡散接合層5及び溶融反応層6のトータルの厚さは1.0μm以下とされている。尚、図2では、拡散接合層5及び溶融反応層6間にろう材層7が形成されているが、このろう材層7の厚さは極めて小さく実質的には殆ど無いと見做せる状態にある。
【0040】
以上の構成からなるシリンダヘッド1において各バルブシート3をシリンダヘッド本体2の各ポート2b開口周縁部(接合面部2a)に接合してシリンダヘッド1を製造する方法を説明する(尚、以下の製造工程では、シリンダヘッド本体2及びバルブシート3の天地は逆になっている)。
【0041】
先ず、Fe系材料の粉末を焼結することによってバルブシート3を作製する。このとき、バルブシート3は、図3に示すように、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2の接合時の加圧力に耐え得るように、その内周側及び上側(図1では下側)に肉厚が厚くなるように形成されている。すなわち、この段階ではバルブ当接面部3cは形成せず、内周面は真っ直ぐに上方に延びるように、また上面は略水平状となるようにそれぞれ形成する。さらに、シリンダヘッド本体2との第1接合面部3aのテーパ角(図3のθ1)は約0.52rad(30°)に、また第2接合面部3bの傾斜角(図3のθ2)は約0.26rad(15°)にそれぞれ形成する。すなわち、上記第1接合面部3aのテーパ角θ1は、小さすぎると、バルブシート3をシリンダヘッド本体2に埋め込むのは容易ではあるが、シリンダヘッド本体2の接合面部2aにおける酸化皮膜破壊作用効果が低下する一方、大きすぎると、バルブシート3の埋め込みが困難になると共に、バルブシート3の最外径が大きくなりすぎて2つのポート2b,2bの間隔を狭くすることができなくなるので、約0.52rad(30°)に設定している。
【0042】
そして、Cu系材料の粉末を焼結することによって上記バルブシート3と略同径のリングを作製した後、このリングを上記焼結したバルブシート3の上面に載せた状態で加熱炉に入れて溶融させることによりバルブシート3の内部にCu系材料を溶浸させる。この後、バルブシート3の上記第1及び第2接合面部3a,3bを含む表面部全体に、酸化被膜形成防止等の観点からCuメッキ層(2μm程度)を施しておく。
【0043】
続いて、図5(a)に模式的に示すように、上記バルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3bに拡散接合層5を介してろう材層7を形成する。このバルブシート3にろう材層7及び拡散接合層5を形成するには、ろう材浴中のバルブシート3の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティング(超音波メッキ)する。すなわち、図6に示すように、振動板11の一端部を超音波発振機12に取り付け、上記バルブシート3をこの振動板11の他端部の上面に載せた状態で有底状容器13内のろう材浴14に浸漬する。この状態で上記超音波発振機12から振動板11を介して超音波振動をバルブシート3に付与すると、超音波によるキャビテーション作用によりバルブシート3の表面部のCuメッキ層や僅かに形成されていた酸化被膜が破壊され、ろう材のZn成分がバルブシート3側に拡散してFe−Znからなる拡散接合層5が形成されると共に、この拡散接合層5の表面側にろう材層7が形成される。このことで、ろう材をバルブシート3の表面部に擦りつけるという機械的な摩擦を利用する方法よりも確実かつ容易に拡散接合層5を形成することができる。尚、上記超音波メッキの条件としては、例えば、ろう材浴温度を400℃、超音波出力を400W、超音波振動付与時間を20秒にそれぞれ設定すればよい。尚、還元雰囲気下で加熱しながら、バルブシート3の表面に上記拡散接合層5と同様な溶融メッキ層を形成するようにしてもよい。
【0044】
次に、上記バルブシート3を、予め鋳造等により作製しておいたシリンダヘッド本体2のポート2b開口周縁部つまりバルブシート3との接合面部2aに接合する。このとき、シリンダヘッド本体2の接合面部2aは、図4(a)に示すように、接合完了時の形状(バルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3bと同じ形状)とは異なり、約0.79rad(45°)のテーパ角を有している。
【0045】
そして、バルブシート3をシリンダヘッド本体2の接合面部2aに接合するには、図7に示すように、市販のプロジェクション溶接機を改良した接合装置20を用いて行う。この接合装置20は、略コ字状の支持本体21を有しており、この支持本体21の上下水平部21a,21bは片側の鉛直部21cのみに支持された片持ち状とされて、鉛直部21cと反対側は開口状とされている。上記支持本体21の上側水平部21aの下部には加圧シリンダ22が設けられ、この加圧シリンダ22の下側には、加圧シリンダ22のシリンダロッド23に取り付けられかつこのシリンダロッド23と同一軸上を上下移動可能な略円筒状のCu製上側電極24が設けられている。一方、上記下側水平部21bの上側には、移動台27を介してCu製下側電極25が上側電極24に対向した状態で設けられ、この下側電極25の斜めに傾いた上面にシリンダヘッド本体2を、その接合面部2aがシリンダヘッド本体2の上側となるように載せることが可能とされている。上記移動台27の下側水平部21bに対する水平方向位置と下側電極25の上面の傾きとは調整可能とされており、バルブシート3を接合する接合面部2aの中心軸が鉛直方向となりかつ上側電極24の中心軸に略一致するように調整する。
【0046】
上記上側及び下側電極24,25は、一対の加圧ヘッドを構成していると共に、支持本体21の鉛直部21c内に収納された溶接電源26にそれぞれ接続され、下側電極25上面におけるシリンダヘッド本体2の接合面部2aにバルブシート3を載せた状態でそのバルブシート3の上面部に上側電極24を当接させてバルブシート3及びシリンダヘッド本体2を加圧シリンダ22により加圧しつつ上記溶接電源26をONすると、電流がバルブシート3からシリンダヘッド本体2へと流れるようになっている。そして、上記上側電極24のバルブシート3上面部に当接する下面部には、図8(a)及び(b)に拡大して示すように、支持本体21の鉛直部21cと反対側(支持本体21の開口側)に非通電部としての切欠部28が形成されている。
【0047】
上記シリンダヘッド本体2を上記接合装置20の下側電極25上面に載せ、バルブシート3を接合する接合面部2aの中心軸が上側電極24と略一致するように移動台26の水平方向位置と下側電極24上面の傾きとを調整した後、その接合面部2a上にバルブシート3を載せる。このとき、図4(a)に示すように、バルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3bの角部のみがシリンダヘッド本体2の接合面部2aに当接している状態にある。すなわち、バルブシート3とシリンダヘッド本体2とは線接触された状態にある。
【0048】
次いで、加圧シリンダ22の作動により上側電極24を下側に移動させて上記バルブシート3の上面に当接させ、この状態からバルブシート3及びシリンダヘッド本体2の加圧を開始する。この加圧力は29420N(3000kgf)程度が望ましい。そして、図9に示すように、この加圧力を保持しながら、加圧開始から約1.5秒経過後に溶接電源26をONしてバルブシート3及びシリンダヘッド本体2間の通電に伴う抵抗発熱によりろう材層7におけるろう材の融点以上の温度への加熱を行い、そのろう材を溶融させる。この電流値は70kA程度が望ましい。
【0049】
このとき、約95重量%のZn成分と約5重量%のAl成分との共晶組成からなるろう材の融点は、図11に示すように、約380℃と極めて低く、通電開始から直ぐに溶融する。また、上記抵抗発熱によりシリンダヘッド本体2の接合面部2aは軟化し、図4(b)に示すように、加圧によりバルブシート3の第1接合面部3aと第2接合面部3bとの角部がシリンダヘッド本体2の接合面部2aを塑性流動させながらバルブシート3がシリンダヘッド本体2に埋め込まれていく。このことで、シリンダヘッド本体2の接合面部2aの酸化被膜が確実に破壊され、溶融したろう材のZn成分がシリンダヘッド本体2側に液相拡散してAl−Znからなる溶融反応層6を形成する(図5(b)参照)。
【0050】
一方、図5(c)に示すように、加圧によりろう材層7のろう材が殆ど全てバルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3bとシリンダヘッド本体2の接合面部2aとの間から上記酸化被膜や汚れと共に排出される。このため、ろう材層7を介さずに拡散接合層5及び溶融反応層6が直接的に接合され、その両層5,6間で拡散がより一層促進される。しかも、両層5,6を介することでFe−Alという脆い金属間化合物が生成するのを有効に防止することができる。したがって、バルブシート3とシリンダヘッド本体2とは、拡散接合層5及び溶融反応層6を介した液相拡散状態で接合され、その結合強度は非常に高くなる。また、ろう材層7が僅かに残っていたとしても、そのろう材のZn比率は拡散により減少し、その融点は500℃程度以上まで上昇する(図11参照)。このため、接合後は使用したろう材の融点以上の耐熱性を有することになる。
【0051】
さらに、バルブシート3の内部に、高電気伝導率のCu系材料が溶浸されているので、焼結により生じた内部の空孔がCu系材料で満たされ、加圧力の一部が上記空孔を潰すのに使われるということはなく、加圧力の全てが直接的にシリンダヘッド本体2の接合面部2aを塑性流動させかつろう材を排出するのに使用されると共に、通電時にバルブシート3内部の発熱を抑制してろう材を有効に溶融させることができる。
【0052】
また、支持本体21の上下水平部21a,21bは片持ち状とされて、その上下水平部21a,21bの撓みにより加圧力は支持本体21開口側が低くなり、その分だけ各接合面部2a、3a,3bにおける支持本体21開口側に相当する部分の接触抵抗が高くなっているので、開口側の発熱量が過大となり、シリンダヘッド本体2が局部的に溶融してバルブシート3との隙間が生じることがある。これを防止するため、上述の如く、上側電極24の下面部において支持本体21開口側に切欠部28を形成してもよい。この場合、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2の支持本体21開口側に相当する部分では電流値が小さくなる。このため、シリンダヘッド本体2における支持本体21の開口側が局所的に溶融してバルブシート3との間に隙間が生じるということはない。また、加圧シリンダ22のシリンダロッド23と上側電極24との中心軸が一致しているので、それらが一致していない装置に比べて上側電極24全体における加圧力の差や上側電極24の水平方向位置の変化を小さくすることができ、切欠部28の切欠きの程度は少なくて済むと共に、シリンダヘッド本体2の接合面部2aに対するバルブシート3の芯ずれを防止することができる。尚、上記切欠部28を設ける代わりに上側電極24の下面部に絶縁部材を貼り付けることでも、シリンダヘッド本体2の局所的な溶融を防止することができる。
【0053】
続いて、通電の開始から1.5〜2.5秒経過後に溶接電源26をOFFして通電を停止すると、バルブシート3はシリンダヘッド本体2の接合面部2aに完全に埋め込まれた状態となる(図4(c)参照)。このとき、加圧は停止しないでそのまま継続させる。すなわち、溶融反応層6が完全に凝固冷却するまで加圧力を保持して、バルブシート3とシリンダヘッド本体2との熱膨張率が異なることによる各接合面部2a、3a,3bでの剥離や割れを防止する。
【0054】
尚、図10に示すように、通電の停止と略同時に加圧力を低下させるのがより望ましい。すなわち、大きな加圧力では変形能が小さくなる凝固直後において加圧により各接合面部2a、3a,3bで割れが生じる可能性が高いので、収縮変形に追従させ得る程度の加圧力まで低下させて、加圧による凝固後の各接合面部2a、3a,3bでの割れを確実に防止する。
【0055】
その後、通電の停止から約1.5秒経過後に加圧を停止することによりバルブシート3とシリンダヘッド本体2との接合が完了する。続いて、同じシリンダヘッド本体2において同様の作業を繰り返して残り3つの接合面部2a,2a,…に各バルブシート3を接合する。
【0056】
最後に、各バルブシート3の内周面部や上面部等を切削加工することでバルブ当接面部3cを形成する等して所定の形状に仕上げる。このことにより、シリンダヘッド本体2の各ポート2b開口周縁部に各バルブシート3が接合されたシリンダヘッド1が完成する。
【0057】
したがって、上記基本形態1では、バルブシート3とシリンダヘッド本体2とを、通電に伴う発熱及び加圧により、拡散接合層5及び溶融反応層6を介した液相拡散状態で接合するようにしたので、接合強度が高くかつ使用したろう材以上の耐熱性を有するシリンダヘッド1を短時間で得ることができる。また、ろう材を溶融しかつ排出することが可能なように加圧力や電流値を設定するだけで済むので、高い接合強度が得られる条件範囲が広い。しかも、焼ばめによる接合方法よりもバルブシート3を格段に小形化することができるので、2つのポート2b,2bの間隔を狭くしたりスロート径を大きくしたりすることができる。さらに、断熱層が生じることはなくてバルブ近傍の熱伝導率を向上させることができ、しかも、ポート2b,2b間に設けた冷却水通路をバルブシート側により近づけることが可能であるので、バルブ近傍の温度を有効に低下させることができる。さらに、グロープラグやインジェクタをポート2b,2b間に配設したとしても、その間の肉厚を十分に確保することができる。よって、エンジンの性能、信頼性及び設計の自由度を向上させることができる。
【0058】
尚、上記基本形態1では、各バルブシート3を焼結により製造してその内部にCu系材料を溶浸するようにしたが、各バルブシート3内部の密度がある程度確保されていれば、必ずしも溶浸する必要はない。また、各バルブシート3を、焼結した後に鍛造を行って得られる焼結鍛造材とすることにより、溶浸するのと同様に、バルブシート3内部の空孔をなくすことができるので、ろう材を効果的に排出することができる。
【0059】
また、上記基本形態1では、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2間の通電に伴う抵抗発熱によりろう材層7におけるろう材の融点以上の温度への加熱を行い、そのろう材を溶融させるようにしたが、高周波加熱等の局部加熱によりろう材を溶融させるようにしてもよい。
【0060】
(基本形態2)
図12は本発明の基本形態2を示し、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2の接合時における通電の制御方法が上記基本形態1と異なる。
【0061】
すなわち、この基本形態では、一定の電流値で連続して電流を流すのではなく、大小の電流値の繰り返しからなるパルス通電としたものである。このパルス通電の大きい側の電流値は約70kAで一定であり、小さい側の電流値は0に設定している。また、大電流値パルスの通電時間は0.25〜1秒であり、小電流値パルスの通電時間(電流を流していない時間)は0.1〜0.5秒程度である。さらに、大電流値パルス数は3〜9パルス(図12では4パルス)が望ましい。尚、加圧開始から最初の大電流値パルスの通電開始までの時間及び最後の大電流値パルスの通電停止から加圧停止までの時間は上記基本形態1と同じ1.5秒である。
【0062】
このようなパルス通電を行ったときのバルブシート3の温度変化を図13に示す。つまり、Fe系材料からなるバルブシート3の熱容量はかなり小さいために、バルブシート3の抵抗発熱による温度上昇が激しく、特にその上下方向中央部では、上側電極24やシリンダヘッド本体2への放熱が容易な上下端部に比べて放熱し難く、最初の大電流値パルスの通電時には、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2間の接触抵抗が高いので、抵抗発熱量も大きくてバルブシート3の上下方向中央部の温度は、その最初の大電流値パルスの通電停止時にはA1変態点以上となっている。この段階で、バルブシート3はシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態となっているので、通電を完全に停止することも可能であるが、バルブシート3はA1変態点以上の温度から急激に冷却されるので、その上下方向中央部には焼きが入って硬さが上昇してしまうことになる。
【0063】
そこで、温度が少し低下した時点で2回目の大電流値パルスの通電を行う。このとき、最初の大電流値パルスの通電時とは異なり、冶金的接合により接触抵抗が小さくなって抵抗発熱量は減少し、放熱も行われるので、最初と同じ電流値であってもそれ程温度上昇はせず、このことを繰り返すことにより、徐冷されるため、バルブシート3の硬さは殆ど上昇しない。
【0064】
したがって、上記基本形態2では、パルス通電によりバルブシート3の上下方向中央部の温度を徐々に低下させるようにしたので、バルブシート3の硬さが大きく上昇することはなく、その内周面部を切削加工するときの加工性の悪化を防止することができる。また、バルブ当接面部3cが硬くなりすぎることによってバルブが摩耗し易くなるのを有効に抑制することができる。
【0065】
尚、上記基本形態2では、パルス通電の大電流値を一定とし、小電流値を0としたが、これに限らず、例えば、図14(a)に示すように、大電流値を段階的に低下させていってもよく、図14(b)に示すように、小電流値を0とせずに大電流値と0との中間値に設定してもよい。また、図14(c)に示すように、最初の大電流値パルスの通電に続いて小電流値パルス(図14(c)では0)を通電した後、電流値を時間に対して比例して減少させる連続通電に切り替えてもよく、最初の大電流値パルスの通電停止後は、バルブシート3を徐冷可能であれば、どのような通電制御を行ってもよい。
【0066】
また、バルブシート3の上側電極24への放熱を向上させるために、その上側電極24内に冷却水を通して水冷するようにすることが望ましい。さらに、図15に示すように、上側電極24の下部に、バルブシート3の内周面部に対向する円筒状の突起部31を設け、この突起部31の外周部に円周方向に略等間隔に設けた複数のノズル32,32,…から上側電極24内の冷却水をバルブシート3の内周面部に噴霧するようにしてもよい。このことで、バルブシート3の上下方向中央部を有効に冷却し、バルブシート3がA1変態点以上に過熱されるのを防止することができる。
【0067】
(基本形態3)
図16は本発明の基本形態3を示し、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2の接合時における通電の制御方法を上記基本形態1,2と異ならせたものである。
【0068】
すなわち、この基本形態では、接合装置20が、バルブシート3の高さ方向の位置を検出するシート位置検出手段としてのリミットスイッチ(図示せず)を有し、バルブシート3がシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態となる接合位置で上記リミットスイッチが作動するように構成されている。そして、通電を開始した後、このリミットスイッチが作動すると、通電開始時の初期電流値(約70kA)よりも小さい一定の電流値に切り替えて通電するようになっている。そして、切り替え後の通電の停止は時間で行われ、初期電流値の通電開始から1.5〜5秒で停止するようになっている。
【0069】
このようにバルブシート3がシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態で小さい電流値に切り替えるという通電制御を行った場合の挙動について説明する。
【0070】
先ず、通電開始時には、上記基本形態2で説明したように、バルブシート3はAl系材料からなるシリンダヘッド本体2よりも格段に温度が上昇するので、熱膨張率(線膨張係数)がシリンダヘッド本体2よりも小さいにも拘らず、熱膨張量は大きい。このため、バルブシート3がシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態で通電を完全に停止すると、バルブシート3の収縮量がシリンダヘッド本体2よりも大きいので、バルブシート3に引張の熱応力が生じる。
【0071】
そこで、初期電流値よりも小さい電流値に切り替えて通電を行うと、上記基本形態2と同様に、バルブシート3の温度は徐々に低下していく。一方、シリンダヘッド本体2の温度はバルブシート3からの熱により上昇するので、バルブシート3とシリンダヘッド本体2との温度差は小さくなる。この状態で、通電を停止すれば、収縮量の差は小さくなり、バルブシート3に生じる熱応力を低減することができる。
【0072】
したがって、上記基本形態3では、バルブシート3がシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態で初期電流値よりも小さい電流値に切り替えるようにしたので、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2の熱容量及び熱膨張率の差に起因して生じる熱膨張量(収縮量)の差を小さくすることができる。よって、バルブシート3に生じる引張の熱応力を低減し、その内周面部に縦クラックが発生するのを防止することができる。
【0073】
尚、上記基本形態3では、リミットスイッチの作動による切替後の電流値を一定としたが、これに限らず、例えば、図17(a)に示すように、切替後の電流値を時間に対して比例するように低下させていってもよく、図17(b)に示すように、上記基本形態2と同様に、リミットスイッチの作動後は大電流値が初期電流値よりも小さいパルス通電としてもよい。さらに、上記基本形態2と同じ通電制御方法であっても、同様の作用効果を得ることができる。
【0074】
また、上記基本形態3では、リミットスイッチによりバルブシート3の高さ方向の位置を検出して電流値を切り替えるようにしたが、光センサ等の位置検出手段を用いてもよく、位置を検出する代わりに時間で電流値を切り替えるタイミングを制御してもよい。この場合、通電開始から0.25〜1秒(より望ましくは0.25〜0.5秒)で電流値を切り替えるのが望ましく、この時間であればバルブシート3がシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態で切り替わることになる。
【0075】
さらに、バルブシート3をシリンダヘッド本体2に接合する前に、シリンダヘッド本体2を200℃程度まで予熱しておくことが望ましい。このようにすれば、それらの温度差はより一層小さくなって、熱応力を低く抑えることができる。この結果、バルブシート3の縦クラックの発生を確実に防止することができ、リミットスイッチの作動後における電流値の切替を不要にすることもできる。このようにシリンダヘッド本体2を予熱するには、上記接合装置20を用いればよい。すなわち、接合装置20の上側及び下側電極24,25をカーボン製のものと交換し、その両電極24,25でシリンダヘッド本体2を挟んだ状態にして溶接電源をONすることにより予熱を行う。このとき、両電極24,25がカーボン製であるので、自己発熱が大きく、シリンダヘッド本体2を効率良く予熱することができる。このようにすれば、インライン化対応も可能となる。
【0076】
また、図18に示すように、バルブシート3の上部には内周面側に向かって高さが高くなる上面テーパ部3dを設ける一方、上側電極24の下部には上記バルブシート3の上面テーパ部3dが略嵌合する円錐状の凹部34を形成しておき、バルブシート3の上面テーパ部3dを上側電極24の凹部34に略嵌合した状態で加圧するようにしてもよい。すなわち、このように加圧すれば、バルブシート3の縮径方向にも加圧力が作用するので、バルブシート3の温度が上昇してもその膨張を防止することができ、シリンダヘッド本体2との温度差が大きくても収縮量の差は小さくなる。よって、この場合でも、バルブシート3に縦クラックが発生するのを防止することができる。この図18の構成は、後述の実施形態に適用されるものではなく、参考的に示したものである。
【0077】
さらに、図19に示すように、バルブシート3の内周面側の応力集中を緩和すべく、内周面部と上面部及び下面部との角部に面取り部3e,3eを形成することが望ましい。
【0078】
また、バルブシート3の内周面側は最終的には削り取る部分であるので、その削り取る部分のみを安価な材料として焼結するようにすることもできる。
【0079】
(基本形態4)
図20は、本発明の基本形態4に係る接合装置20の要部を示し(尚、図7と同じ部分についてはその詳細な説明は省略し、異なる箇所のみを説明する)、通電経路を上記基本形態1〜3とは異ならせたものである。
【0080】
すなわち、この基本形態では、接合装置20は、上記基本形態1〜3と同様に下側電極25を有するが、この下側電極25は溶接電源26には接続されておらず、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2を加圧するためにのみ用いられている。そして、上側電極24は2つの第1及び第2電極24a,24bからなり、この第1電極24aは上記基本形態1〜3と同じものである。一方、上記第2電極24bは、第1電極24aを上下移動させる加圧シリンダ22と同様の別の加圧シリンダにより独立して上下移動可能とされている。また、上記第2電極24bは、第1電極24aとは異なり、カーボン製であり、この両電極24a,24bがそれぞれ溶接電源26に接続されている。
【0081】
上記第1及び第2電極24a,24bは、同じシリンダヘッド本体2において新たに接合する未接合バルブシート3及び前回接合した既接合バルブシート3の上面にそれぞれ当接するようになっている。そして、溶接電源26をONすると、電流は、順に第1電極24a、未接合バルブシート3、シリンダヘッド本体2、既接合バルブシート3及び第2電極24bを流れ、溶接電源26に戻るようになっている。このことで、既接合バルブシート3は、未接合バルブシート3の接合時の戻り側の通電経路とされている。
【0082】
したがって、上記基本形態4では、未接合バルブシート3を接合するときに、既接合バルブシート3側では抵抗発熱量が小さく既接合バルブシート3の内部温度が未接合バルブシート3のように上昇することはないが、カーボン製の第2電極24bが自己発熱するので、上記基本形態2で説明したように、既接合バルブシート3に焼きが入って硬さが上昇していたとしても、適度に焼戻しを行うことが可能となる。しかも、インラインで工程を増やすことなく既接合バルブシート3の焼戻しを行うことができる。よって、接合時におけるバルブシート3の硬さの上昇という熱影響を効果的に抑えることができる。
【0083】
尚、上記基本形態4では、第2電極24bをカーボン製としたが、これは最も自己発熱量が大きい材料であるので、既接合バルブシート3の温度が高くなりすぎる場合には、第2電極24bを、例えば鉄製又は黄銅製として焼戻しを有効に行えるものを選択すればよい。
【0084】
(基本形態5)
図21は、本発明の基本形態5に係る接合金属部材としてのディーゼルエンジンのピストン41を示し、このピストン41は、上記基本形態1と同様に、Al系材料からなるピストン本体42(第2の金属部材)の上部外周部にFe系材料からなる耐摩環43(第1の金属部材)が、またピストン本体42の上部中央部に設けた燃焼室42a内のリップ部にFe系(例えばオーステナイト系ステンレス鋼等)の強化部材44(第1の金属部材)がそれぞれ接合されてなる。
【0085】
すなわち、従来は、耐摩環43を鋳ぐるんでピストン本体42を鋳造しているが、ピストン本体42をT6熱処理してその強度を向上させようとしても、耐摩環43を鋳ぐるんだ状態ではFe−Alという脆い金属間化合物が生じるので、T6熱処理を行うことは不可能である。しかし、この基本形態では、予めピストン本体42をT6熱処理しておき、そのピストン本体42に耐摩環43を接合することができる。また、たとえピストン本体42に耐摩環43を接合した後にT6熱処理したとしてもその耐熱性は良好であり、Fe−Alは生じ難いので、問題はない。このため、ピストン41の耐摩耗性及び強度の両方を向上させることができる。
【0086】
一方、ピストン本体42の燃焼室42a内の壁部には、特に角隅部にクラックが生じ易いという問題がある。しかし、この基本形態では、燃焼室42a内のリップ部に強化部材44が接合されているので、燃焼室42a内の壁部にクラックが発生するのを防止することができる。
【0087】
(基本形態6)
図22は、本発明の基本形態6に係る接合金属部材としてのエンジンのシリンダブロック51の要部を示し、このシリンダブロック51は、上記基本形態1と同様に、Al系材料からなるシリンダブロック本体52(第2の金属部材)のウォータージャケット52aの上部にFe系材料からなるリブ部材53(第1の金属部材)が接合されてなる。尚、54は気筒内周面部に嵌め込まれた鋳鉄製のライナである。
【0088】
すなわち、従来は、シリンダブロック51の剛性を向上させるために、そのシリンダブロック本体52の鋳造時に砂中子を使用してウォータージャケット部の上部にリブを一体で形成しているが、この方法では、鋳造時のサイクルタイムが長くなり、生産性が悪いという問題がある。しかし、この基本形態では、シリンダブロック本体52の鋳造を容易にしつつ、リブ部材53を短時間でシリンダブロック本体52のウォータージャケット52aの上部に接合することができ、シリンダブロックの剛性を向上させることができる。このため、気筒内周面部のライナ54の変形を防止することができ、LOCやNVH等のエンジン性能を向上させることができる。また、ライナレスにすることも可能となる。
【0089】
(実施形態)
ここで、本発明の実施形態について図23により説明する。尚、この実施形態では、上記基本形態1〜4のようにシリンダヘッド本体2とバルブシート3とを接合する場合について説明するが、上記基本形態5,6のようにピストン本体42と耐摩環43とを接合する場合やシリンダブロック本体52とリブ部材53とを接合する場合にも同様に本発明を適用することができる。
【0090】
この実施形態では、第1に、バルブシート3の材料が上記基本形態と異なる。すなわち、このバルブシート3は、高電気伝導率元素としてのCuが全体に略均一に分散されたFe系粉末原料を焼結してなる焼結材であって、上記基本形態のようにその内部の空孔にCu系材料を溶浸しないで接合するものである。また、このバルブシート3は、ろう材浴14中に浸漬して超音波振動の付与により該バルブシート3の表面部にろう材とバルブシート3との拡散接合層5及びろう材層7を形成した後、バルブシート3の上部(上側電極24当接部)における上記ろう材層7を、上側電極24を当接させる前に予め切削等により除去したものである。尚、バルブシート3の上部においてろう材層7だけでなく拡散接合層5まで除去するようにしてもよい。
【0091】
第2に上記基本形態と異なる点は、シリンダヘッド本体2におけるバルブシート3接合前の接合面部2aのテーパ角であり、約0.79rad(45°)ではなく、バルブシート3におけるシリンダヘッド本体2との第1接合面部3aのテーパ角θ1と同じ約0.52rad(30°)に設定されている。すなわち、上記基本形態では予めバルブシート3とシリンダヘッド本体2とを線接触させた状態で通電及び加圧を行って接合の途中から面接触となっていくのに対し、予めバルブシート3の第1接合面部3aとシリンダヘッド本体2の接合面部2aとを面接触させた状態で通電及び加圧を行うようにしている。尚、ここでいう面接触とは、接触面積が40〜200mm2 (望ましくは40〜100mm2 )であることをいう。
【0092】
第3に、接合装置20の上側電極24の構成が異なり、この上側電極24は、電極本体35とこの電極本体35の先端部に螺合により取り付けられた略円筒状の電極チップ36とからなっている。この電極チップ36の下面中心部には、該電極チップ36下面(バルブシート3との当接面、つまり金属部材当接面)からバルブシート3側に突出する突出部36aが形成されている。この突出部36aは、バルブシート3の内周面部に略嵌合可能でかつ先端に向かって径が僅かに小さくなるテーパ状の側周面36bを有する略円筒状に形成されている。そして、上記突出部36aは、電極チップ36下面がバルブシート3に当接しているときにその突出部36aの側周面36b全周においてバルブシート3の内周面(加圧方向に沿った側面)との間に所定の間隙を有している。この突出部36aの側周面36b全周においてバルブシート3との当接面と略同じ高さの部位(基端部)に、上記電極チップ36下面でバルブシート3を加圧するときにバルブシート3が略水平方向(加圧方向と略垂直な方向)に移動するのを規制する位置決め部36cが設定されている。上記突出部36aの側周面36bにおける位置決め部36cとバルブシート3内周面との間隙量は、バルブシート3が略水平方向に移動してもよい程度(例えば0.1mm程度)に設定されている一方、突出部36aの側周面36bにおける位置決め部36c以外の部位とバルブシート3内周面との間隙量は、加圧時にバルブシート3内周面部が内側(その内周面部径が小さくなる側)に変形してもその変形を殆ど拘束しない程度に設定されている。
【0093】
また、上記上側電極24の電極チップ36の内部には、上側電極24内部を冷却する冷却水(冷却媒体)を流す冷却通路37が上下方向に延びるように形成されている。この冷却通路37の上端部は、電極本体35に上下方向に延びるように設けた図外の冷却通路の下端部に接続され、この電極本体35の冷却通路の上端部には、上記冷却水の流入口が設けられている。一方、電極チップ36の冷却通路37の下端部には、電極チップ36側方に開口する冷却水の流出口37aが設けられている。すなわち、上側電極24のバルブシート3との当接部と反対側に冷却水の流入口が、またバルブシート3との当接部側に冷却水の流出口37aがそれぞれ設けられ、その流入口から流出口37aに冷却水を一方向に流して上側電極24(特に高温となる電極チップ36)を冷却しながら通電を行うようになっている。尚、上記流出口37aには、冷却水を排出するための排出管38が螺合により接続されている。
【0094】
したがって、上記実施形態では、バルブシート3の材料を、高電気伝導率元素としてのCuが分散されたFe系粉末原料を焼結してなる焼結材とし、その内部の空孔にCu系材料を溶浸しないで接合するようにしたので、空孔が存在していても予め分散されたCuによりバルブシート3の抵抗値を、Cu系材料を溶浸したものと殆ど同程度に低く抑えることができる。このため、上記基本形態と同様に、通電時の内部発熱を抑制して接合を良好に行わせることができる。一方、空孔の断熱作用により熱伝導率は溶浸したものよりも小さくなっているので、エンジンの作動中にバルブシート3の熱引けが適度に抑えられて酸化被膜が形成され、バルブシート3の耐摩耗性を向上させることができる。
【0095】
そして、上記バルブシート3は、上述の如く熱伝導率が低いので、上記基本形態のように予め線接触させた状態で通電及び加圧を行うと、通電初期における各接合面部2a,3a,3bでの発熱量がかなり大きくなり、バルブシート3が過熱され易くなる。しかも、空孔の存在により強度も比較的小さいので、バルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3bが変形し易くなる。このため、シリンダヘッド本体2の接合面部2aにおける塑性流動が十分になされず、酸化皮膜の破壊効果が十分に得られなくなる。しかし、この実施形態では、予めバルブシート3の第1接合面部3aとシリンダヘッド本体2の接合面部2aとを面接触させた状態で通電及び加圧を行うようにしたので、各接合面部2a,3a,3bでの発熱量を適切な値にして過熱を防止することができる。よって、バルブシート3が通電の停止に伴って急冷されても硬化し過ぎるのを抑制することができると共に、バルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3bの変形を防止することができ、接合をより一層良好に行わせることができる。
【0096】
また、上側電極24の電極チップ36の下面に、該電極チップ36下面がバルブシート3に当接しているときにバルブシート3の内周面全周との間に所定の間隙を有する略円筒状の突出部36aを形成し、この突出部36aの側周面36bにおける基端部全周に設定した位置決め部36cで加圧時にバルブシート3の略水平方向の移動を規制するようにしたので、上記間隙量を適切な値とすることにより、加圧時にバルブシート3内周面部が内側に変形したとしてもバルブシート3の略水平方向全ての移動を確実に規制することができると共に、バルブシート3に対して拡径方向に力を殆ど作用させないようにすることができる。このため、バルブシート3に割れが生じたり、接合後に上側電極24をバルブシート3から離すときに突出部36aの表面がバルブシート3と擦れたりすることはない。また、突出部36aの側周面36bを、該突出部36aの先端に向かって径が小さくなるテーパ状に形成したので、突出部36aをバルブシート3内周面部からより一層スムーズに抜くことができる。よって、バルブシート3の割れ発生及び上側電極24の寿命低下を防止しつつ、バルブシート3をシリンダヘッド本体2に対して良好に位置決めすることができる。
【0097】
さらに、上側電極24のバルブシート3との当接部と反対側に冷却水の流入口を、またバルブシート3との当接部側にその冷却水の流出口37aをそれぞれ設け、その流入口から流出口37aに冷却水を一方向に流して上側電極24を冷却するようにしたので、従来のように冷却水を上下方向に往復させて流すスペースは必要なく、上側電極24の電極チップ36の径が小さくても、十分な量の冷却水を滞留させることなくスムーズに流すことができる。よって、簡単な方法で確実に上側電極24を冷却することができ、上側電極24の軟化を抑制して寿命を向上させることができる。
【0098】
また、バルブシート3の上側電極24当接部におけるろう材層7を、上側電極24を当接させる前に予め除去したので、通電時に上側電極24の電極チップ36下部に、該電極チップ36のCu成分とろう材のZn成分との合金化物である脆い黄銅が生成するのを防止することができ、このことでも、上側電極24の寿命を向上させることができる。
【0099】
尚、上記実施形態では、バルブシート3全体にCuを均一に分散するようにしたが、バルブシート3のシリンダヘッド本体2と反対側部分のCuの割合をシリンダヘッド本体2側部分よりも多くして、シリンダヘッド本体2と反対側部分の電気伝導率をシリンダヘッド本体2よりも高くなるようにしてもよい。すなわち、例えば、互いに異なる材料でそれぞれ仮焼結しておき、それらを接触させて本焼結を行えばよい。こうすることで、バルブシート3内部での発熱量を小さく抑えつつ、各接合面部2a,3a,3bでの発熱量を適切な値となるように調整することができると共に、バルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3b近傍を強度が高くかつ耐摩耗性が良好な材料とすることもできる。このため、バルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3bの接合時の過熱による変形をより一層有効に防止することができると共に、シリンダヘッド本体2と反対側部分が削り取られて最終的に形成されるバルブ当接面部3cは、強度が高くかつ耐摩耗性が良好な材料で構成されることになる。そして、焼結前の粉末原料に分散させる高電気伝導率元素はCuに限らず、Cuよりも電気伝導率が高いAgや電気抵抗率が3×10-8Ω・m以下の元素を粉末原料に分散して焼結するようにしてもよい。この場合、その元素の熱伝導率は2J/cm・s・K以上であることが望ましい。
【0100】
また、上記実施形態では、予めバルブシート3の第1接合面部3aとシリンダヘッド本体2の接合面部2aとを面接触させた状態で通電及び加圧を行うようにしたが、図24に示すように、バルブシート3の第2接合面部3bとシリンダヘッド本体2の接合面部2aとを面接触させるようにしてもよい。そして、図25及び図26に示すように、バルブシート3の第1接合面部3aと第2接合面部3bとの間に第3接合面部3fを形成すると共に、この第3接合面部3fとシリンダヘッド本体2の接合面部2aとを面接触させるようにしてもよく(図25)、第3接合面部3fを形成したバルブシート3の第2接合面部3bとシリンダヘッド本体2の接合面部2aとを面接触させるようにしてもよい(図26)。そして、このように予め面接触させるのは、上記実施形態のようにバルブシート3をCu等の高電気伝導率元素が分散されたFe系粉末原料を焼結してなる焼結材とした場合に限らず、従来より使用されている非高電気伝導率元素(電気抵抗率が3×10-8Ω・mよりも大きい元素)のみからなる粉末原料を焼結してなる焼結材(Cu系材料等を溶浸しないもの)とした場合であってもよい。また、焼結材以外の非高電気伝導率元素のみで構成された材料であってもよい。このような場合でも、バルブシート3全体が過熱されるのを可及的に抑えることができる。
【0101】
さらに、上記実施形態では、上側電極24のバルブシート3との当接部と反対側に冷却水の流入口を、またバルブシート3との当接部側(電極チップ36)にその冷却水の流出口37aをそれぞれ設けたが、この流入口及び流出口37aの位置関係を逆にしてもよい。そして、図27に示すように、上側電極24の電極チップ37の冷却効果をより高めるために、電極チップ37中心に対して上記流出口37aと反対側に、上記流入口とは別の補助流入口37bを設けるようにしてもよい。ここで、図27中、39は上記補助流入口37bに螺合により接続された冷却水の供給管である。さらに、下側電極25についても、上記上側電極24と同様に、冷却水を一方向に流して下側電極25を冷却するようにしてもよい。
【0102】
また、上記実施形態におけるバルブシート3の略水平方向の位置決め方法は、通電に伴う抵抗発熱によりろう材層7のろう材を溶融させる場合に限らず、基本形態の最後に述べたように高周波加熱等の局部加熱によりろう材を溶融させる場合にも適用することができる。
【0103】
そして、上記実施形態では、バルブシート3とシリンダヘッド本体2とを、拡散接合層5及び溶融反応層6を介した液相拡散状態で接合する場合について説明したが、バルブシート3の上側電極24当接部におけるろう材層7を予め除去するという点以外は、従来の抵抗溶接や固相拡散接合方法により接合する場合のように、両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合する接合方法であればどのような場合でも、上記実施形態と同様の作用効果が得られる。また、ろう材層7を予め除去するという点に関しても、予めバルブシート3をろう材浴14中に浸漬して該バルブシート3の表面部に拡散接合層5を介してろう材層7を形成しておき、このバルブシート3とシリンダヘッド本体2とを、両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合する接合方法であればどのような場合であってもよい。
【0104】
【実施例】
次に、具体的に実施した実施例について説明する。但し、最初に上記基本形態に対応する基本例から説明し、その後に上記実施形態に対応する実施例について説明する。
【0105】
先ず、第2の金属部材として、図28に示すように、Al合金鋳物(JIS規格H5202に規定されているAC4D)で試験片61を鋳造した。そして、この試験片61に対してT6熱処理を施した。
【0106】
続いて、表1に示すように、ろう材コーティング方法、シート形状及び第1接合面部のテーパ角θ1を異ならせて5種類のFe系バルブシートを作製した(基本例1〜5)。
【0107】
【表1】
【0108】
この表1において、ろう材コーティング方法の欄における「Friction」とは、バルブシートの表面部に拡散接合層及びろう材層を形成する際、ろう材を擦りつけることによりコーティングを行う方法のことである。一方、「超音波」とは、上記基本形態1で説明したように、超音波メッキによりろう材のコーティングを行う方法のことである。また、シート形状の欄における「薄肉」とは、図29に示すように、バルブシートが最終形状に近い形状をして肉厚が薄いことをいう。一方、「厚肉」とは、図30に示すように、上記基本形態と同様の形状をして肉厚が厚いことをいう。
【0109】
尚、バルブシートは、表2に示す各元素(Cuを除く)が分散された粉末原料を焼結してなる焼結材を使用した。この表2において、数値は重量%であり、TCとは、総炭素量(遊離炭素(黒鉛)とセメンタイトの炭素との合計量)のことである。そして、この各バルブシートのCu割合は、後述の如くCu系材料を溶浸した後の値であって、溶浸前はCuは全く含有されていない。
【0110】
【表2】
【0111】
また、ろう材には、95重量%のZn成分、4.95重量%のAl成分及び0.05重量%のMg成分(Zn−Al共晶合金)からなるものを使用した。
【0112】
さらに、各バルブシートの内部にはCu系材料を溶浸し、表面にはCuメッキを施した。
【0113】
上記基本例1〜5の各バルブシートを、上記基本形態1と同様にして、接合装置により上記試験片61に接合した。この接合時における加圧力及び電流値は、表1に示す値に設定した。尚、電流値については、加圧力の変化等によりバルブシート及び試験片61間の接触抵抗が変化してバルブシートの埋め込み深さが変わるので、略同一埋め込み深さとなるように設定している。
【0114】
また、比較のために、厚肉形状でかつθ1=0.52rad(30°)のバルブシート(表面にCuメッキしたもの)を、加圧力及び電流値をそれぞれ29420N(3000kgf)及び70kAとして固相拡散接合(圧接接合)した(従来例)。
【0115】
次に、上記基本例1〜5及び従来例のバルブシートの接合強度を測定した。すなわち、図31に示すように、試験片61を、バルブシート62の接合した側が下側となるように治具台63の上面に置き、このとき、バルブシート62がその治具台63に接触しないように、治具台63の略中央部に設けた貫通孔63aの上側に位置させる。そして、試験片61の貫通孔61aの上側から円筒状の加圧治具64を挿入してバルブシート62を押し、バルブシート62が試験片61から抜けたときの抜き荷重を測定する。この抜き荷重が接合強度に相当する。
【0116】
上記抜き荷重測定試験の結果を図32に示す。この結果、基本例1と基本例2とを比較することで、超音波メッキによりバルブシートの表面部に拡散接合層及びろう材層を形成する方が、ろう材を擦りつけることによりコーティングを行う方法よりも接合強度が向上することが判る。これは、試験後のバルブシートの表面には、基本例2においては後述の如く拡散接合層が残っていた(図35参照)のに対し、基本例1においてはろう材層や拡散接合層の痕跡が殆ど認められなかったことから、基本例1では拡散接合層が完全に形成されていないためと推定することができる。
【0117】
ここで、上記基本例2において、超音波メッキした直後のバルブシート表面部の顕微鏡写真(倍率約180倍)を図33に、また接合後におけるバルブシート及び試験片61の接合面部の顕微鏡写真(倍率約360倍)を図34に、さらに抜き荷重測定試験後のバルブシート表面部の顕微鏡写真(倍率約360倍)を図35にそれぞれ示す。図33において、上側がバルブシートであり、その下側にはCuメッキ層ではなく薄い拡散接合層を介してろう材層が形成されている。尚、バルブシート内部には、Cu系材料が溶浸された空孔が存在することが判る。また、図34において、上側のバルブシートと下側の試験片61との間には隙間がなくて拡散接合層及び溶融反応層が明確に存在している。さらに、図35において、バルブシートの表面部(下面部)には薄く拡散接合層が残っていることが判る。
【0118】
また、基本例2と基本例3とを比較することにより、厚肉形状のバルブシートの方が薄肉形状よりも抜き荷重が大きくなることが判る。これは、基本例2のものは、バルブシートの各角部等に変形が生じていることから、変形によって接合面部に作用する実際の加圧力が低下したためと推定することができる。
【0119】
そして、基本例3と基本例4とを比較することにより、第1接合面部のテーパ角θ1が大きい基本例4の方が、上記基本形態1で説明したように、酸化皮膜破壊作用効果が優れていて、接合強度は大きくなることが判る。
【0120】
さらに、基本例4と基本例5とを比較すると、加圧力が大きい基本例5の方が接合強度は高くなることが判る。しかも、加圧力を29420N(3000kgf)とすることで、従来例のものよりも接合強度が格段に向上することが判る。
【0121】
ここで、上記基本例5において、接合後におけるバルブシート及び試験片61の接合面部の電子顕微鏡写真(倍率約10000倍)を図36に示す。この写真において、左側がバルブシート(白く見える部分を含む)であり、右側が試験片61である。そして、その間の灰色に見える部分が拡散接合層及び溶融反応層である。この両層の厚みは約1μmであることが判る。尚、この両層の元素を分析すると、Fe、Zn及びAlがそれぞれ検出された。
【0122】
上記加圧力の影響に関してさらに詳細に調べるために、ろう材コーティング方法、シート形状及び第1接合面部のテーパ角θ1を上記基本例4,5と同じにして加圧力を9807N(1000kgf)、14710N(1500kgf)及び29420N(3000kgf)にそれぞれ設定してバルブシートを試験片61に接合し、上記最初に行った抜き荷重測定試験と同様に、その抜き荷重を測定した。
【0123】
また、加圧力が9807N(1000kgf)のものと29420N(3000kgf)のものとで接合後の試験片61の硬さを測定した。この硬さの測定は、バルブシートの第1接合面部と第2接合面部との角部(図38において接合面部からの距離=0の点)から試験片61の外周側に向かってバルブシートが接合された側と反対側に約0.79rad(45°)傾いた方向に沿って所定の距離ごとに行った。
【0124】
上記抜き荷重測定試験の結果を図37に、また硬さ測定試験の結果を図38にそれぞれ示す。このことで、加圧力が大きいほど接合強度は高く、高加圧力の方が試験片61の接合面部近傍の硬さが高いことが判る。これは、高加圧力の方が接触抵抗が低くて発熱量が小さい分、試験片61の軟化が抑制されているからであり、軟化が抑えられると、塑性流動が確実に行われて酸化皮膜の破壊作用効果が高まると共に、ろう材の排出も確実に行われるためである。
【0125】
次いで、パルス通電の効果を調べるために、パルス通電を行うことによりバルブシートを試験片61に接合した。このパルス通電の大電流値及び小電流値はそれぞれ70kA及び0とした。また、大電流値パルスの通電時間は0.5秒とし、小電流値パルスの通電時間は0.1秒とした。さらに、大電流値パルス数は6パルスとした。一方、比較のために、連続通電(60kAの電流値で2秒間通電)によりバルブシートを試験片61に接合した。尚、加圧力はどちらも29420N(3000kgf)とした。
【0126】
そして、パルス通電及び連続通電により接合したものについて、各々、バルブシートの上下両端部(A部)及び上下方向中央部(B部)における接合前及び接合後の硬さ、試験片61においてバルブシートの第1接合面部と第2接合面部との角部から該試験片61の外周側に向かってバルブシートが接合された側と反対側に約0.79rad(45°)傾いた方向に沿った所定距離ごとの硬さ並びに抜き荷重を測定した。
【0127】
上記接合前及び接合後の硬さ測定試験の結果を図39に示す。このことで、連続通電により接合したものは、特に上下方向中央部(B部)の硬さが接合後に非常に高くなるのに対し、パルス通電により接合したものは、徐冷により焼きが入らず、硬さが殆ど上昇していないことが判る。
【0128】
また、接合面部からの距離による硬さ測定試験の結果を図40に示す。この結果、パルス通電により接合したものでは、バルブシートからの熱を受けることにより試験片61の硬さが低くなっていることが判る。
【0129】
さらに、抜き荷重測定結果を図41に示す。以上のことから、パルス通電により、バルブシート内部の徐冷を行って硬さが上昇するのを抑えつつ、試験片61への放熱によりバルブシート及び試験片61の温度差を低減して収縮量の差を小さくすることができ、しかも、接合強度を向上させることができる。
【0130】
続いて、パルス通電においてバルブシートが試験片61にどのように埋め込まれていくかを調べるために、加圧開始からの時間に応じてその埋め込み量y(図42参照)を測定した。このとき、パルス通電の大電流値は68kAとし、小電流値は0とした。また、大電流値パルスの通電時間(H)、小電流値パルスの通電時間(C)及び大電流値パルス数(N)は可変とし、基本条件では、それぞれ0.5秒、0.1秒及び6パルスとした。そして、この基本条件に対していずれか1つのみを変えて試験を行った(変更条件については図43参照)。
【0131】
上記埋め込み量測定試験の結果を図43に示す。このことより、最初の大電流値パルスの通電により殆ど埋め込みが完了し、後の通電では埋め込みは進行していないことが判る。また、この試験の設定条件の範囲では、埋め込み量は殆ど変わらない。但し、大電流値パルスの通電時間が1秒と長い場合は、他の場合よりも最初の大電流値パルスの通電のときから埋め込み量が僅かに大きく、パルス数が9パルスと多い場合は、途中から試験片61が軟化して埋め込みが進行することが判る。したがって、最初の大電流値パルスの通電ではバルブシートの埋め込みが行える条件に、また2回目以降の大電流値パルスの通電ではバルブシート内部の徐冷及びシリンダヘッド本体への放熱が行える条件にそれぞれ設定すればよい。
【0132】
次いで、バルブシートを焼結鍛造材とし、これを29420N(3000kgf)の加圧力でパルス通電により試験片61に接合した。このとき、パルス通電の大電流値は60kAとし、小電流値は0とした。また、大電流値パルスの通電時間、小電流値パルスの通電時間及び大電流値パルス数を、それぞれ0.5秒、0.1秒及び4パルスとした。尚、比較のために、Cu系材料で溶浸した焼結材からなるバルブシートを同様に試験片61に接合した。但し、パルス通電の大電流値は53kAとした。そして、バルブシートが焼結鍛造材のものと溶浸した焼結材のものとについて、試験片61においてバルブシートの第1接合面部と第2接合面部との角部から該試験片61の外周側に向かってバルブシートが接合された側と反対側に約0.79rad(45°)傾いた方向に沿った所定距離ごとの硬さを測定した。
【0133】
この結果を図44に示す。このことより、溶浸した焼結材の方が試験片61内部の硬さが低いことが判る。これは、Cu系材料の溶浸によりバルブシート内部の発熱が抑制されて接合面部において発熱が有効に行われたために、試験片61が軟化したからである。しかし、バルブシートが焼結鍛造材であっても接合は良好に行われている。このことは、シート及び試験片61の接合面部の顕微鏡写真(図45では倍率約50倍、図46では倍率約400倍)からも判る。これは、鍛造によりバルブシート内部の空孔が潰されて、溶浸したのと同様の効果を有するからである。
【0134】
次に、上記実施形態に対応する実施例について説明すると、先ず、Cuが全体に略均一に分散されたFe系粉末原料を焼結することでバルブシートを作製した(実施例1)。また、比較のために、焼結鍛造材としたもの(比較例1)と、非高電気伝導率元素のみからなる粉末原料を焼結してなる焼結材にCu系材料を溶浸したもの(比較例2〜4)とを作製した。これら実施例及び比較例1〜4の成分割合を表3に示す。尚、比較例2〜4のCu割合は、表2に示したものと同様に、Cu系材料を溶浸した後の値であって、溶浸前はCuは全く含有されていない。そして、実施例のCu割合は、比較例2〜4の溶浸後のCu割合と略同程度としている。
【0135】
【表3】
【0136】
ここで、上記実施例1及び比較例1〜4のバルブシートの形状を図47に示す。また、上記実施例1と同じ成分の焼結材であって形状のみを異ならせたバルブシートを作製した(実施例2)。この実施例2の形状を図48に示す。すなわち、実施例2のバルブシートは、図25及び図26に示したものと同様に、第1接合面部と第2接合面部との間に第3接合面部を有している。
【0137】
一方、図49に示すように、上記試験片61と同じ材料からなる試験片71を作製した。この試験片71は、上記試験片61と同様に、貫通孔71aの上部に面取り部71bを有し、この面取り部71bがバルブシートとの接合前における接合面部となる。そして、その面取り部71bのテーパ角αは、約0.52rad(30°)、約0.79rad(45°)、約1.04rad(60°)及び約1.31rad(75°)の4種類とした。
【0138】
上記実施例1及び比較例1〜4について熱伝導率及び密度を測定した。この結果を同じく表3に示す。このことより、実施例1のものは比較例1〜4に比べて密度が小さいことが判る。つまり、空孔を有している。一方、熱伝導率は、比較例1よりも大きくなっているものの、空孔の断熱作用により比較例2〜4の溶浸材に比べると小さくなっていることが判る。
【0139】
また、上記実施例1及び比較例1,2,4について温度による硬さの変化を調べた。この硬さ測定試験の結果を図50に示す。この結果、実施例1のバルブシートの硬さは、比較例1の焼結鍛造材や比較例2〜4の溶浸材よりも僅かに小さく、このため、接合時の加圧力により変形し易いことが判る。
【0140】
そして、上記実施例1及び比較例1〜4のバルブシートをテーパ角αが約0.79rad(45°)の試験片71に接合した。すなわち、予め各バルブシートと試験片71とを線接触させた状態で通電及び加圧を行った。その後、それら接合したものの抜き荷重を測定した。
【0141】
この抜き荷重測定試験の結果を図51に示す。このことより、実施例1の接合強度は、比較例2〜4の溶浸材よりも小さくなるものの、比較例1の焼結鍛造材と同程度を維持していることが判る。
【0142】
ここで、上記実施例1における接合後のバルブシート内部の顕微鏡写真(倍率約50倍)を図52に示す。このことで、接合後も空孔が存在し、その断熱作用を維持して溶浸材よりも熱引けを抑えることが可能となる。
【0143】
続いて、予め面接触させた状態で通電及び加圧を行った場合の効果を調べた。すなわち、実施例1のバルブシートをテーパ角αが約0.52rad(30°)の試験片71に接合した。このとき、バルブシートの第1接合面部と試験片71の接合面部71aとは予め面接触(接触面積:40〜200mm2 )させた状態となる。また、実施例2のバルブシートをテーパ角αが約1.04rad(60°)の試験片71に接合した。このとき、バルブシートと試験片71の接合面部71aとは予め線接触させた状態となる。さらに、実施例2のバルブシートをテーパ角αが約1.31rad(75°)の試験片71に接合した。このとき、バルブシートの第2接合面部と試験片71の接合面部71aとは予め面接触(接触面積:40〜200mm2 )させた状態となる。
【0144】
そして、上記接合したものの抜き荷重と、接合後の各バルブシートの上下方向略中央部(硬化層)の硬さと、試験片71においてバルブシートの第1接合面部と第2接合面部との角部(実施例2の場合は第3接合面部の中央)から該試験片71の外周側に向かってバルブシートが接合された側と反対側に約0.79rad(45°)傾いた方向に沿った所定距離ごとの硬さとを測定した。この抜き荷重測定試験の結果を図53(既に測定した実施例1の線接触の場合も併せて示す)に、またバルブシートの硬さ測定試験の結果を図54に、さらに試験片71の硬さ測定試験の結果を図55にそれぞれ示す。このことで、予め線接触させた状態で通電及び加圧を行うと、接合面部での発熱量が大きくなり過ぎ、その熱の一部は試験片71の内部にまで達して試験片71を軟化させる一方、残りの熱はバルブシートの内部に達し、通電の停止に伴う急冷によりバルブシート内部の硬さを上昇させることが判る。これに対し、予め面接触させた状態で通電及び加圧を行うと、接合面部での発熱量が抑えられ、硬さの上昇を抑えることができると共に、接合強度を向上させることができる。
【0145】
ここで、上記実施例2において面接触させた場合にバルブシートが接合後にどのように変形しているかを調べるために、接合したものを上下方向に切断してその断面を顕微鏡で観察した。その顕微鏡写真を図56に示す。また、比較のために、上記実施例2において線接触させた場合の接合後の断面顕微鏡写真を図57に示す。さらに、面取り部71bを有しない(貫通孔71aが上面まで同じ径で延びている)試験片71に、上記実施例2のバルブシートを接合した場合(つまり、この場合も予め線接触させた状態となる)の接合後の断面顕微鏡写真を図58に示す。これら写真の倍率はいずれも10倍である。このことより、予め線接触させた場合にはバルブシートの第3接合面部が内側に大きく変形しているのに対し、予め面接触させた場合には接合面部での発熱量が抑えられるので、溶浸材よりも変形し易くてもバルブシートの接合面部における変形は殆どないことが判る。尚、これらの写真より、各バルブシートの内周面部は内側に大きく変形していることが判る。しかし、バルブシートを上記実施形態のようにして位置決めしたので、バルブシートに割れを生じさせたり上側電極を損傷させたりすることなく良好に位置決めを行うことができた。
【0146】
【発明の効果】
以上説明したように、請求項1又は11の発明によると、第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の加熱及び互いに対向する一対の加圧ヘッドを用いた加圧により接合する場合に、第1の金属部材に当接させる加圧ヘッドに、該第1の金属部材に設けた加圧方向と略垂直な方向に延びる面に当接する金属部材当接面と、該金属部材当接面が第1の金属部材における上記加圧方向と略垂直な方向に延びる面と当接したときに、第1の金属部材に設けた加圧方向に略沿った側面との間に所定の間隙を有するように上記金属部材当接面から第1の金属部材側に突出する突出部とを形成しておき、この加圧ヘッドの突出部において上記金属部材当接面と略同じ高さの部位で第1の金属部材が加圧方向と略垂直な方向に移動するのを規制しながら、上記両金属部材同士を加圧するようにしたことにより、第1の金属部材の割れ発生及び加圧ヘッドの寿命低下を防止しつつ、第1の金属部材を第2の金属部材に対して良好に位置決めすることができる。
【0147】
請求項2又は12の発明によると、第1の金属部材を略リング状とし、加圧ヘッドの突出部を、その第1の金属部材の内周面部に略嵌合可能な略円筒状とし、この突出部の側周面全周で第1の金属部材の加圧方向と略垂直な方向への移動を規制するようにしたことにより、バルブシートとシリンダヘッド本体との接合等に最適なものとすることができる。
【0148】
請求項3又は13の発明によると、第1の金属部材及び第2の金属部材間の通電に伴う発熱により加熱を行うようにしたことにより、簡単な方法で両金属部材を確実に接合することができる。
【0149】
請求項4の発明によると、第1の金属部材を焼結材とし、この第1の金属部材の内部に予め高電気伝導率材料を溶浸するようにしたことにより、接合強度を効果的に向上させることができる。
【0150】
請求項5の発明によると、第1の金属部材を、高電気伝導率元素が分散された粉末材料を焼結してなる焼結材としたことにより、接合を良好に行いつつ、製造コストの低減化と第1の金属部材の高温下での使用時における耐摩耗性の向上化とを図ることができる。
【0151】
請求項6の発明によると、高電気伝導率元素をCuとしたことにより、低コストで第1の金属部材内部の抵抗値の有効な低減化を図ることができる。
【0152】
請求項7の発明によると、第1の金属部材及び第2の金属部材の接合を、第2の金属部材の接合面部を塑性流動させて行うようにしたことにより、両金属部材の接合の確実化を図ることができる。
【0153】
請求項8の発明によると、予め第1の金属部材の接合面部に、該第1の金属部材及び第2の金属部材よりも融点が低くかつ第2の金属部材との共晶組成からなるろう材と第1の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成しておき、上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、上記ろう材及び第2の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散状態で接合するようにしたことにより、両金属部材の接合強度を確実に向上させることができる。
【0154】
請求項9の発明によると、第1の金属部材をFe系材料とし、第2の金属部材をAl系材料とし、ろう材をZn系材料としたことにより、請求項8の発明における接合方法として最適な材料の組合せが得られる。
【0155】
請求項10の発明によると、ろう材浴中の第1の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、第1の金属部材にろう材層及び及び上記ろう材と第1の金属部材との拡散層を形成するようにしたことにより、簡単な方法でろう材と第1の金属部材との拡散層を確実に形成することができる。
【図面の簡単な説明】
【図1】 本発明の基本形態1に係る接合装置により製造された接合金属部材としてのエンジンのシリンダヘッドの要部を示す断面図である。
【図2】 バルブシート及びシリンダヘッド本体の接合状態を模式的に示す断面図である。
【図3】 バルブシートの接合前の形状を示す断面図である。
【図4】 バルブシートのシリンダヘッド本体への接合手順を示す説明図である。
【図5】 バルブシート及びシリンダヘッド本体の接合過程を模式的に示す説明図である。
【図6】 ろう材浴中のバルブシートの表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングしている状態を示す説明図である。
【図7】 接合装置を示す側面図である。
【図8】 (a)は図7のVIII方向矢示図であり、(b)は上側電極の下面図である。
【図9】 加圧及び通電の制御方法を示すタイミングチャートである。
【図10】 加圧制御方法の他の例を示す図9相当図である。
【図11】 Al−Zn合金の状態図である。
【図12】 基本形態2を示す図9相当図である。
【図13】 パルス通電によるバルブシート内部の温度変化を示すグラフである。
【図14】 通電制御方法の他の例を示す図9相当図である。
【図15】 バルブシート内周面部に冷却水を噴霧している状態を示す断面図である。
【図16】 基本形態3を示す図9相当図である。
【図17】 通電制御方法の他の例を示す図9相当図である。
【図18】 バルブシートを縮径方向にも加圧してその熱膨張を抑えるようにしている状態を示す断面図である。
【図19】 バルブシートの他の形状例を示す図3相当図である。
【図20】 基本形態4に係る接合装置によりバルブシート及びシリンダヘッド本体を接合している状態を示す要部断面図である。
【図21】 基本形態5に係る接合金属部材としてのエンジンのピストンを示す断面図である。
【図22】 基本形態6に係る接合金属部材としてのエンジンのシリンダブロックの要部を示す断面図である。
【図23】 実施形態においてバルブシート及びシリンダヘッド本体を接合している状態を示す要部断面図である。
【図24】 バルブシートの第2接合面部とシリンダヘッド本体の接合面部とを面接触させている状態を示す図23相当図である。
【図25】 バルブシートの第3接合面部とシリンダヘッド本体の接合面部とを面接触させている状態を示す図23相当図である。
【図26】 第3接合面部を形成したバルブシートの第2接合面部とシリンダヘッド本体の接合面部とを面接触させている状態を示す図23相当図である。
【図27】 上側電極の別の冷却方法を示す図23相当図である。
【図28】 基本例の接合に用いた試験片を示す断面図である。
【図29】 薄肉形状のバルブシートを示す断面図である。
【図30】 厚肉形状のバルブシートを示す断面図である。
【図31】 抜き荷重測定試験の要領を示す概略断面図である。
【図32】 基本例1〜5及び従来例のバルブシートにおいて抜き荷重測定試験の結果を示すグラフである。
【図33】 超音波メッキした直後のバルブシート表面部の状態を示す顕微鏡写真である。
【図34】 基本例2におけるバルブシート及び試験片の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図35】 抜き荷重測定試験後のバルブシート表面部の状態を示す顕微鏡写真である。
【図36】 基本例5におけるバルブシート及び試験片の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図37】 接合時加圧力と抜き荷重との関係を示すグラフである。
【図38】 試験片の接合面部からの距離による硬さの変化を示すグラフである。
【図39】 連続通電及びパルス通電においてバルブシートの接合前後の硬さの変化を示すグラフである。
【図40】 連続通電及びパルス通電において試験片の接合面部からの距離による硬さの変化を示すグラフである。
【図41】 連続通電及びパルス通電において抜き荷重測定試験の結果を示すグラフである。
【図42】 埋め込み量測定試験における埋め込み量yを示す説明図である。
【図43】 加圧開始からの時間と埋め込み量yとの関係を示すグラフである。
【図44】 バルブシートが焼結鍛造材のものと溶浸した焼結材のものとにおいて試験片の接合面部からの距離による硬さの変化を示すグラフである。
【図45】 焼結鍛造材からなるバルブシートと試験片との接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図46】 焼結鍛造材からなるバルブシートと試験片との接合状態をさらに拡大して示す顕微鏡写真である。
【図47】 実施例1のバルブシートを示す断面図である。
【図48】 実施例2のバルブシートを示す断面図である。
【図49】 実施例の接合に用いた試験片の要部を示す要部断面図である。
【図50】 実施例1及び比較例1,2,4のバルブシートにおける温度と硬さとの関係を示すグラフである。
【図51】 実施例1及び比較例1〜4のバルブシートにおいて抜き荷重測定試験の結果を示すグラフである。
【図52】 実施例1における接合後のバルブシートの内部状態を示す顕微鏡写真である。
【図53】 実施例1,2において予め線接触又は面接触させた場合の抜き荷重測定試験の結果を示すグラフである。
【図54】 実施例1,2において予め線接触又は面接触させた場合のバルブシート硬さ測定試験の結果を示すグラフである。
【図55】 実施例1,2において予め線接触又は面接触させた場合の試験片の接合面部からの距離による硬さの変化を示すグラフである。
【図56】 実施例2のバルブシートを試験片に予め面接触させて接合した場合の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図57】 実施例2のバルブシートを試験片に予め線接触させて接合した場合の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図58】 実施例2のバルブシートを面取り部のない試験片に予め線接触させて接合した場合の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【符号の説明】
1 シリンダヘッド
2 シリンダヘッド本体(第2の金属部材)
2a 接合面部
3 バルブシート(第1の金属部材)
3a 第1接合面部
3b 第2接合面部
3f 第3接合面部
5 拡散接合層(ろう材とバルブシートとの拡散層)
6 溶融反応層(ろう材とシリンダヘッド本体との拡散層)
7 ろう材層
14 ろう材浴
24 上側電極(加圧ヘッド)
25 下側電極(加圧ヘッド)
36 電極チップ
36a 突出部
36b 側周面
36c 位置決め部[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a method for joining metal members in which a first metal member and a second metal member are joined by heating between the two metal members and pressurization using a pair of pressure heads facing each other. And belongs to a technical field related to a bonding apparatus.
[0002]
[Prior art]
2. Description of the Related Art Conventionally, various methods are known as a method for joining metal members, for example, in a case where a valve seat is joined to an opening peripheral portion of an intake and exhaust port of a cylinder head body in an engine cylinder head. .
[0003]
As the method, for example, as disclosed in JP-A-8-1000070, the valve seat and the Al-based cylinder head main body are brazed and bonded with an Al-Zn-based brazing material and a fluoride-based flux. Has been proposed.
[0004]
In addition, as disclosed in, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 58-13481, a method is known in which metal members are joined to each other by resistance welding using contact resistance heating at the joint surface portion of both members. In this resistance welding, as shown in, for example, Japanese Patent Laid-Open No. 6-58116, heat is generated inside the sintered material by infiltrating metal into the holes of the valve seat made of the sintered material. Reducing the amount to increase the amount of heat generated at the joint surface, or forming a film on the surface of the valve seat as shown in, for example, JP-A-8-270499, and applying the film to the cylinder It has been proposed to melt when combined with the head body. Also, in Japanese Patent Laid-Open No. 8-270499, a tapered surface is formed on the inner peripheral surface of the substantially ring-shaped valve seat so that the diameter decreases downward, and pressure applied to contact the valve seat A tapered surface having substantially the same shape as the tapered surface of the valve seat is formed below the electrode as the head, and the tapered surface is brought into contact with the cylinder head body by bringing the tapered surfaces into contact with each other. It is shown that both metal members are pressurized in a state where they are positioned so as not to be displaced in a substantially vertical direction (substantially horizontal direction).
[0005]
Further, for example, as disclosed in Japanese Patent Laid-Open No. 8-200238, the valve seat and the cylinder head main body are fixed without forming a melt reaction layer while forming a plastic deformation layer on the joint surface portion of the cylinder head main body. It has been proposed to perform phase diffusion bonding (pressure welding).
[0006]
[Problems to be solved by the invention]
By the way, when metal members are to be joined by heating and pressurization between the two metal members as in the joining method by resistance welding and the solid phase diffusion joining method, one metal member is pressurized against the other. It is desirable to position so that it does not shift in a direction substantially perpendicular to the direction. In this case, as in the conventional example (Japanese Patent Laid-Open No. 8-270499), it is easy to perform positioning directly with a pressure head (electrode).
[0007]
However, when trying to position by the tapered surface provided on the inner peripheral surface portion of the substantially ring-shaped metal member as in the conventional example, pressure is applied to the metal member in the diameter increasing direction, and the metal member is cracked. May occur.
[0008]
On the other hand, the protrusion that protrudes closer to the metal member than the contact surface with the metal member so that the pressure head is in close contact with the side surface along the pressing direction provided on the metal member when contacting the metal member. It is conceivable to restrict the movement of the metal member in a direction substantially perpendicular to the pressing direction of the metal member by the protruding portion. Since it deforms, the projecting portion restrains the deformation, and a pressing force acts between the projecting portion and the metal member, causing the metal member to break. When the pressure head is separated from the metal member after joining, the protrusion and the metal member are in tight contact with each other due to the pressing force, and the surface of the protrusion is rubbed and damaged by the metal member. For this reason, repeated use of this pressure head may cause fatigue failure. Moreover, if it is going to prevent a protrusion part from restraining a deformation | transformation of a metal member, it is necessary to keep a protrusion part away from the side surface of a metal member, and this cannot perform positioning reliably.
[0009]
The present invention has been made in view of such various points, and an object of the present invention is to heat the first metal member and the second metal member between the two metal members and a pair of processing members facing each other. When joining by pressurization using a pressure head, the first metal member is prevented from cracking and pressurizing by devising the positioning method of the first metal member by the pressure head. An object of the present invention is to satisfactorily position the first metal member with respect to the second metal member while suppressing a decrease in the life of the head.
[0010]
[Means for Solving the Problems]
In order to achieve the above object, the present invention provides:Abut against the first metal memberTo the pressure headA metal member abutting surface that abuts on a surface that extends in a direction substantially perpendicular to the pressing direction provided on the first metal member, and the metal member abutting surface is substantially perpendicular to the pressing direction of the first metal member. The first surface when contacting a surface extending in a different directionProtruding portion having a predetermined gap between the metal member and the side surface substantially along the pressing direction.WhenIn the protruding portion of this pressure head,Metal partsThe metal member is restrained from moving in a direction substantially perpendicular to the pressing direction at a site that is substantially the same height as the contact surface.
[0011]
Specifically, in the first aspect of the invention, the first metal member and the second metal member are joined by heating between the two metal members and pressurization using a pair of pressure heads facing each other. The bonding method is targeted.
[0012]
And, to the pressure head to be brought into contact with the first metal member,A metal member abutting surface that abuts a surface extending in a direction substantially perpendicular to the pressurizing direction provided on the first metal member; andFirst metal memberIn contact with a surface extending in a direction substantially perpendicular to the pressing direction inA predetermined gap is provided between the first metal member and a side surface substantially along the pressing direction.The metal memberProtruding portion protruding from the contact surface toward the first metal memberWhenIn the protruding portion of the pressure head.Metal partsThe two metal members are pressurized while restricting the movement of the first metal member in a direction substantially perpendicular to the pressurizing direction at a site substantially the same height as the contact surface.
[0013]
As a result, the first metal member is deformed in a direction substantially perpendicular to the pressurizing direction by the amount of the gap between the protruding portion and the side surface substantially along the pressurizing direction provided on the first metal member. This is performed without being restricted by the protrusion. Moreover, in the protruding part of the pressure headMetal partsSince the movement of the first metal member is restricted at a portion that is substantially the same height as the contact surface, the gap amount is reduced at the portion where the restriction is performed, and the gap amount is increased at the other portion (the tip side of the protrusion). By doing so, the movement of the first metal member in the direction substantially perpendicular to the pressing direction can be reliably controlled, and a force is applied to the first metal member in the direction substantially perpendicular to the pressing direction. Can be suppressed. For this reason, the first metal member is not broken, and the surface of the protruding portion is not rubbed against the first metal member when the pressure head is separated from the first metal member after joining. Therefore, it is possible to satisfactorily position the first metal member relative to the second metal member while preventing the first metal member from cracking and reducing the life of the pressure head.
[0014]
According to a second aspect of the present invention, in the first aspect of the invention, the first metal member is substantially ring-shaped, and the protruding portion of the pressure head can be substantially fitted to the inner peripheral surface portion of the first metal member. And is configured to restrict movement of the first metal member in a direction substantially perpendicular to the pressing direction over the entire circumference of the side peripheral surface of the protrusion.
[0015]
By this, even if the inner peripheral surface portion of the first metal member is deformed inward (side on which the diameter of the inner peripheral surface portion becomes smaller), without applying a force in the diameter increasing direction to the first metal member, Positioning can be easily performed in all directions substantially perpendicular to the pressing direction. Therefore, this is a particularly effective method for joining the valve seat and the cylinder head body.
[0016]
According to a third aspect of the present invention, in the first or second aspect of the invention, the heating is performed by the heat generated by energization between the first metal member and the second metal member.
[0017]
According to the present invention, it is possible to easily heat by resistance heat generation between both metal members, and it is possible to use an electrode for energizing also as a pressure head, and to securely join both metal members by a simple method. Can do.
[0018]
In the invention of
[0019]
In the invention of
[0020]
According to this invention, unlike the infiltrated material infiltrated with Cu or the like, the first metal member has pores as they are, but the high electrical conductivity element is dispersed and sintered in advance. Therefore, the resistance value inside the first metal member can be suppressed to almost the same level as the infiltrant. For this reason, even if the first metal member has voids therein, the internal heat generation during energization can be suppressed and bonding can be performed satisfactorily as in the invention of
[0021]
In the invention of
[0022]
In invention of
[0023]
This effectively destroys the oxide film on the surface of the second metal member, so that it is not necessary to protect the surface of the second metal member. Further, since the joining surface portion of the second metal member is plastically flowed, the first metal member is easily moved in a direction perpendicular to the pressurizing direction with respect to the second metal member. No problem arises because it is regulated by the protrusions. On the other hand, the plastic flow of the second metal member can be easily performed by using the pressure when the metal members are pressurized, and no special means is required. Therefore, the joining of both metal members can be made more reliable by a simple method.
[0024]
In the invention of
[0025]
According to the present invention, since the first metal member and the second metal member are subjected to liquid phase diffusion bonding in a state where the brazing material is discharged and both diffusion layers are interposed, the oxide film and dirt on the surface of the second metal member Etc. are discharged together with the brazing filler metal, and both diffusion layers are directly joined without passing through the brazing filler metal layer. In general, the melting point of the brazing material is low and the heat resistance of the joint portion is low. However, in the present invention, the proportion of the brazing material component changes due to alloying of the brazing material and the second metal member. The melting point of can be increased. For this reason, the intensity | strength and heat resistance more than the used brazing material can be provided. In addition, in the liquid phase diffusion bonding method having an advantage that has not been obtained in the past, it is necessary to destroy the oxide film or to effectively discharge the brazing material in order to increase the bonding strength. It is necessary to increase the pressure. For this reason, in the conventional positioning method using a tapered surface, the first metal member is more easily broken. However, in the present invention, since the bonding can be performed with almost no force acting in the direction perpendicular to the pressing direction, no problem occurs. Therefore, the joining strength of both metal members can be improved reliably.
[0026]
In the invention of
[0027]
By doing so, since the melting point of the Zn-based brazing material is relatively low, the brazing material can be easily melted and discharged. Moreover, the Zn-based brazing material easily forms an Fe-based first metal member and an Fe—Zn diffusion layer, and an Al-based second metal member and an Al—Zn diffusion layer. Furthermore, since the bonding is performed via both diffusion layers, it is possible to effectively prevent the formation of a brittle intermetallic compound called Fe—Al. Therefore, the optimum combination of materials for the joining method in the invention of
[0028]
In the invention of
[0029]
As a result, the oxide film and the plating layer on the surface portion of the first metal member are destroyed by the cavitation action by the ultrasonic wave. The brazing filler metal can be diffused more reliably to the first metal member side than the method used. Moreover, the post-process for flux removal like the case where brazing using a flux is performed is unnecessary. Therefore, the diffusion layer between the brazing material and the first metal member can be reliably formed by a simple method, and the joint strength between the two metal members can be further improved.
[0030]
The invention of
[0031]
And in this invention, in the pressurization head contact | abutted to the said 1st metal member,A metal member abutting surface that abuts a surface extending in a direction substantially perpendicular to the pressurizing direction provided on the first metal member; andFirst metal memberIn contact with a surface extending in a direction substantially perpendicular to the pressing direction inA predetermined gap is provided between the first metal member and the side surface along the pressing direction.The metal memberProtruding portion protruding from the contact surface toward the first metal memberWhenIs formed at the protruding portion of the pressure head.The metal memberThe first metal member is pressed when both the metal members are pressed to a portion having the same height as the contact surface.ForIt is assumed that a positioning portion that restricts movement in a direction substantially perpendicular to the vertical direction is set. Thus, the same effect as that attained by the 1st aspect can be attained.
[0032]
According to a twelfth aspect of the present invention, in the eleventh aspect of the invention, the first metal member is substantially ring-shaped, and the protruding portion of the pressure head can be substantially fitted to the inner peripheral surface portion of the first metal member. The positioning portion is set to the entire circumference of the side peripheral surface of the protruding portion. Thus, the same effect as that attained by the 2nd aspect can be attained.
[0033]
According to the thirteenth aspect of the present invention, in the eleventh or twelfth aspect of the present invention, the first metal member and the second metal member are configured to be heated by heat generated by energization. Thus, the same effect as that attained by the 3rd aspect can be attained..
[0034]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. However, the basic form about the joining apparatus and joining method of the metal member used as the application object of this invention is demonstrated first, and after that, embodiment of this invention is described centering on a different point from the basic form.
[0035]
(Basic form 1)
FIG. 1 shows a main part of a
[0036]
The inner peripheral surface portion of each of the
[0037]
Each of the
[0038]
On the other hand, the
[0039]
The valve seats 3 and the
[0040]
A method of manufacturing the
[0041]
First, the
[0042]
Then, a ring having substantially the same diameter as that of the
[0043]
Subsequently, as schematically shown in FIG. 5A, a brazing
[0044]
Next, the
[0045]
And in order to join the
[0046]
The upper and
[0047]
The
[0048]
Next, the
[0049]
At this time, the melting point of the brazing material composed of a eutectic composition of about 95% by weight of Zn component and about 5% by weight of Al component is extremely low at about 380 ° C. as shown in FIG. To do. Moreover, the
[0050]
On the other hand, as shown in FIG. 5 (c), almost all of the brazing material of the
[0051]
Furthermore, since the Cu-based material having high electrical conductivity is infiltrated into the
[0052]
Further, the upper and lower
[0053]
Subsequently, when the energization is stopped by turning off the
[0054]
In addition, as shown in FIG. 10, it is more desirable to reduce the applied pressure substantially simultaneously with the stop of energization. That is, since there is a high possibility that cracking will occur at each
[0055]
Thereafter, the pressurization is stopped after about 1.5 seconds from the stop of energization, whereby the joining of the
[0056]
Finally, the valve
[0057]
Therefore, in the
[0058]
In the
[0059]
Moreover, in the said
[0060]
(Basic form 2)
FIG. 12 shows a
[0061]
That is, in this basic form, current is not continuously supplied at a constant current value, but pulse energization consisting of repetition of large and small current values is employed. The current value on the larger side of the pulse energization is constant at about 70 kA, and the current value on the smaller side is set to zero. The energization time of the large current value pulse is 0.25 to 1 second, and the energization time of the small current value pulse (the time during which no current is passed) is about 0.1 to 0.5 second. Furthermore, the number of large current value pulses is desirably 3 to 9 pulses (4 pulses in FIG. 12). The time from the start of pressurization to the start of energization of the first large current value pulse and the time from the stop of energization of the last large current value pulse to the stop of pressurization are 1.5 seconds as in the
[0062]
FIG. 13 shows a temperature change of the
[0063]
Therefore, the second large current pulse is energized when the temperature drops slightly. At this time, unlike the first energization of the large current value pulse, the contact resistance is reduced by metallurgical bonding, the resistance heat generation is reduced, and heat dissipation is also performed. The
[0064]
Therefore, in the
[0065]
In the
[0066]
Further, in order to improve heat radiation to the
[0067]
(Basic form 3)
FIG. 16 shows a
[0068]
That is, in this basic form, the joining
[0069]
The behavior in the case where the energization control is performed such that the
[0070]
First, at the start of energization, as described in the
[0071]
Therefore, when energization is performed by switching to a current value smaller than the initial current value, the temperature of the
[0072]
Therefore, in the
[0073]
In the
[0074]
Moreover, in the said
[0075]
Furthermore, it is desirable to preheat the
[0076]
As shown in FIG. 18, an upper
[0077]
Further, as shown in FIG. 19, it is desirable to form chamfered
[0078]
Moreover, since the inner peripheral surface side of the
[0079]
(Basic form 4)
FIG. 20 shows a main part of the joining
[0080]
That is, in this basic form, the joining
[0081]
The first and
[0082]
Therefore, in the
[0083]
In the
[0084]
(Basic form 5)
FIG. 21 shows a
[0085]
That is, conventionally, the piston
[0086]
On the other hand, the wall portion in the
[0087]
(Basic form 6)
FIG. 22 shows a main part of an
[0088]
That is, conventionally, in order to improve the rigidity of the
[0089]
(Embodiment)
Here, an embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. In this embodiment, a case where the
[0090]
In this embodiment, first, the material of the
[0091]
Secondly, the difference from the basic form is the taper angle of the
[0092]
Third, the configuration of the
[0093]
Further, a
[0094]
Therefore, in the above-described embodiment, the material of the
[0095]
And since the said
[0096]
Further, a substantially cylindrical shape having a predetermined gap between the lower surface of the
[0097]
Further, an inlet of the cooling water is provided on the opposite side of the
[0098]
Further, since the brazing
[0099]
In the above-described embodiment, Cu is uniformly dispersed throughout the
[0100]
Further, in the above embodiment, the energization and pressurization are performed in a state where the first
[0101]
Furthermore, in the above-described embodiment, the cooling water inlet is provided on the side opposite to the contact portion of the
[0102]
Further, the method of positioning the
[0103]
In the above embodiment, the case where the
[0104]
【Example】
Next, specific examples will be described. However, a basic example corresponding to the basic mode will be described first, and then an example corresponding to the embodiment will be described.
[0105]
First, as shown in FIG. 28, as a second metal member, a
[0106]
Subsequently, as shown in Table 1, five types of Fe-based valve seats were produced by changing the brazing material coating method, the sheet shape, and the taper angle θ1 of the first joint surface (basic examples 1 to 5).
[0107]
[Table 1]
[0108]
In Table 1, “Friction” in the column of the brazing material coating method is a method of coating by rubbing the brazing material when forming the diffusion bonding layer and the brazing material layer on the surface portion of the valve seat. is there. On the other hand, “ultrasonic” is a method of coating a brazing material by ultrasonic plating as described in the
[0109]
In addition, the valve seat used the sintered material formed by sintering the powder raw material in which each element shown in Table 2 (except Cu) was disperse | distributed. In Table 2, the numerical value is% by weight, and TC is the total amount of carbon (total amount of free carbon (graphite) and cementite carbon). The Cu ratio of each valve seat is a value after infiltrating a Cu-based material as described later, and Cu is not contained at all before infiltration.
[0110]
[Table 2]
[0111]
The brazing material used was composed of 95 wt% Zn component, 4.95 wt% Al component and 0.05 wt% Mg component (Zn-Al eutectic alloy).
[0112]
Further, a Cu-based material was infiltrated inside each valve seat, and the surface was plated with Cu.
[0113]
Each valve seat of the basic examples 1 to 5 was joined to the
[0114]
For comparison, a thick valve seat with θ1 = 0.52 rad (30 °) (Cu plated on the surface) was applied to a solid phase with a pressure and current values of 29420 N (3000 kgf) and 70 kA, respectively. Diffusion bonding (pressure welding) was performed (conventional example).
[0115]
Next, the bonding strength of the valve seats of the basic examples 1 to 5 and the conventional example was measured. That is, as shown in FIG. 31, the
[0116]
FIG. 32 shows the results of the above-described punch load measurement test. As a result, by comparing the basic example 1 and the basic example 2, the diffusion bonding layer and the brazing material layer are formed on the surface portion of the valve seat by ultrasonic plating, and the coating is performed by rubbing the brazing material. It can be seen that the bonding strength is improved as compared with the method. In the basic example 2, the diffusion bonding layer remained on the surface of the valve seat after the test as described later (see FIG. 35), whereas in the basic example 1, the brazing filler metal layer and the diffusion bonding layer were not formed. Since almost no trace was recognized, it can be presumed that in Example 1, the diffusion bonding layer was not completely formed.
[0117]
Here, in Basic Example 2 above, a micrograph (magnification of about 180 times) of the valve seat surface immediately after ultrasonic plating is shown in FIG. 33, and a micrograph of the joint surface of the valve seat and
[0118]
Moreover, by comparing the basic example 2 and the basic example 3, it can be seen that the valve load of the thick-walled valve seat is larger than that of the thin-walled valve. This can be presumed to be due to the fact that, in the basic example 2, each corner and the like of the valve seat is deformed, so that the actual applied pressure acting on the joint surface portion is reduced due to the deformation.
[0119]
Then, by comparing the basic example 3 and the basic example 4, the basic example 4 having a larger taper angle θ1 of the first joint surface portion is superior in the effect of destroying the oxide film as described in the
[0120]
Furthermore, when the basic example 4 and the basic example 5 are compared, it can be seen that the bonding strength is higher in the basic example 5 having a larger applied pressure. In addition, it can be seen that by setting the applied pressure to 29420 N (3000 kgf), the bonding strength is significantly improved as compared with the conventional example.
[0121]
Here, FIG. 36 shows an electron micrograph (magnification of about 10000 times) of the joined surface portion of the valve seat and the
[0122]
In order to investigate the influence of the applied pressure in more detail, the applied pressure is set to 9807 N (1000 kgf), 14710 N (with the brazing material coating method, the sheet shape, and the taper angle θ1 of the first joint surface portion the same as in the basic examples 4 and 5 above. The valve seat was set to 1500 kgf) and 29420 N (3000 kgf), respectively, and the valve seat was joined to the
[0123]
Moreover, the hardness of the
[0124]
FIG. 37 shows the results of the above-described punching load measurement test, and FIG. 38 shows the results of the hardness measurement test. Thus, it can be seen that the greater the applied pressure, the higher the bonding strength, and the higher applied pressure has a higher hardness in the vicinity of the bonded surface portion of the
[0125]
Subsequently, in order to investigate the effect of pulse energization, the valve seat was joined to the
[0126]
And about what was joined by pulse energization and continuous energization, respectively, the hardness before and after joining in the up-and-down both ends (A part) and the up-and-down direction center part (B part), valve seat in
[0127]
The result of the hardness measurement test before and after joining is shown in FIG. For this reason, the hardness at the center part (B part) in the vertical direction becomes very high after joining, especially for those joined by continuous energization, whereas those joined by pulse energization are not quenched by slow cooling. It can be seen that the hardness has hardly increased.
[0128]
Moreover, the result of the hardness measurement test by the distance from a joint surface part is shown in FIG. As a result, it can be seen that in the case of joining by pulse energization, the hardness of the
[0129]
Furthermore, the results of measuring the punch load are shown in FIG. From the above, the amount of contraction is reduced by reducing the temperature difference between the valve seat and the
[0130]
Subsequently, in order to examine how the valve seat is embedded in the
[0131]
FIG. 43 shows the result of the embedding amount measurement test. From this, it can be seen that the embedding is almost completed by the energization of the first large current value pulse, and the embedding is not progressing by the energization later. Also, the amount of embedding remains almost unchanged within the range of the test setting conditions. However, when the energization time of the large current value pulse is as long as 1 second, the embedding amount is slightly larger than when the first large current value pulse is energized than in the other cases, and when the number of pulses is as large as 9 pulses, It can be seen that the
[0132]
Next, the valve seat was used as a sintered forged material, and this was joined to the
[0133]
The result is shown in FIG. From this, it can be seen that the infiltrated sintered material has lower hardness inside the
[0134]
Next, an example corresponding to the above embodiment will be described. First, a valve seat was manufactured by sintering an Fe-based powder raw material in which Cu was dispersed substantially uniformly throughout (Example 1). In addition, for comparison, a sintered forged material (Comparative Example 1) and a sintered material obtained by sintering a powder raw material composed only of non-high electrical conductivity elements are infiltrated with a Cu-based material. (Comparative Examples 2 to 4) were prepared. Table 3 shows the component ratios of these Examples and Comparative Examples 1 to 4. In addition, the Cu ratio of Comparative Examples 2 to 4 is a value after infiltrating a Cu-based material, similar to that shown in Table 2, and Cu is not contained at all before infiltration. And the Cu ratio of an Example is made into the substantially same grade as the Cu ratio after the infiltration of Comparative Examples 2-4.
[0135]
[Table 3]
[0136]
Here, the shape of the valve seat of Example 1 and Comparative Examples 1 to 4 is shown in FIG. In addition, a valve seat made of a sintered material having the same components as in Example 1 and different in shape only was produced (Example 2). The shape of Example 2 is shown in FIG. That is, the valve seat of Example 2 has a third joint surface portion between the first joint surface portion and the second joint surface portion, similar to those shown in FIGS. 25 and 26.
[0137]
On the other hand, as shown in FIG. 49, a
[0138]
About the said Example 1 and Comparative Examples 1-4, the heat conductivity and the density were measured. The results are also shown in Table 3. From this, it can be seen that the density of Example 1 is smaller than that of Comparative Examples 1 to 4. That is, it has holes. On the other hand, although the thermal conductivity is larger than that of Comparative Example 1, it can be seen that the thermal conductivity is smaller than that of Comparative Examples 2 to 4 due to the heat insulating action of the pores.
[0139]
Moreover, the change of the hardness by temperature was investigated about the said Example 1 and Comparative Examples 1,2,4. The results of this hardness measurement test are shown in FIG. As a result, the hardness of the valve seat of Example 1 is slightly smaller than the sintered forged material of Comparative Example 1 and the infiltrated materials of Comparative Examples 2 to 4, and thus is easily deformed by the applied pressure during joining. I understand that.
[0140]
And the valve seat of the said Example 1 and Comparative Examples 1-4 was joined to the
[0141]
FIG. 51 shows the result of this punching load measurement test. From this, it can be seen that the bonding strength of Example 1 is smaller than that of the infiltrant of Comparative Examples 2 to 4, but maintains the same level as the sintered forged material of Comparative Example 1.
[0142]
Here, a micrograph (magnification of about 50 times) inside the valve seat after joining in Example 1 is shown in FIG. As a result, pores are present even after joining, and it is possible to maintain heat insulation and suppress heat shrinkage compared to the infiltrant.
[0143]
Then, the effect at the time of energization and pressurization in the state of surface contact beforehand was investigated. That is, the valve seat of Example 1 was joined to the
[0144]
Then, the unloading load of the joined members, the hardness of the substantially central portion (cured layer) in the vertical direction of each valve seat after joining, and the corner portions of the first joining surface portion and the second joining surface portion of the valve seat in the
[0145]
Here, in order to investigate how the valve seat was deformed after joining in the case of surface contact in Example 2 above, the joined one was cut in the vertical direction and the cross section was observed with a microscope. The micrograph is shown in FIG. For comparison, FIG. 57 shows a cross-sectional micrograph after joining in the case of line contact in Example 2 above. Further, when the valve seat of Example 2 is joined to the
[0146]
【The invention's effect】
As described above, according to the first or eleventh aspect of the present invention, the first metal member and the second metal member are heated using the pair of pressure heads facing each other and heating between the two metal members. In the case of joining by pressure, the pressure head to be brought into contact with the first metal member,A metal member abutting surface that abuts a surface extending in a direction substantially perpendicular to the pressurizing direction provided on the first metal member; andFirst metal memberIn contact with a surface extending in a direction substantially perpendicular to the pressing direction inA predetermined gap is provided between the first metal member and a side surface substantially along the pressing direction.The metal memberProtruding portion protruding from the contact surface toward the first metal memberWhenIn the protruding part of this pressure headThe metal memberBy restricting the first metal member from moving in a direction substantially perpendicular to the pressurizing direction at a portion substantially the same height as the contact surface, the first and second metal members are pressed against each other. The first metal member can be satisfactorily positioned with respect to the second metal member while preventing cracking of the metal member and reducing the life of the pressure head.
[0147]
According to the invention of
[0148]
According to the invention of
[0149]
According to the invention of
[0150]
According to the invention of
[0151]
According to the sixth aspect of the present invention, since the high electrical conductivity element is Cu, the resistance value inside the first metal member can be effectively reduced at low cost.
[0152]
According to the seventh aspect of the present invention, since the joining of the first metal member and the second metal member is performed by causing the joining surface portion of the second metal member to plastically flow, it is possible to ensure the joining of the two metal members. Can be achieved.
[0153]
Claim8'sAccording to the invention, the brazing material and the first metal member having a melting point lower than the first metal member and the second metal member and having a eutectic composition with the second metal member are first formed on the joint surface portion of the first metal member. The brazing material layer is formed through a diffusion layer with the metal member, and the first metal member and the second metal member are brought to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material between the two metal members. Liquid phase diffusion through both diffusion layers while forming a diffusion layer of the brazing material and the second metal member by heating and pressurizing and discharging the molten brazing material from between the joining surface portions of both metal members By joining in the state, the joining strength of both metal members can be improved reliably.
[0154]
According to the ninth aspect of the invention, the first metal member is made of an Fe-based material, the second metal member is made of an Al-based material, and the brazing material is made of a Zn-based material. Optimal material combinations are obtained.
[0155]
According to the invention of
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a cross-sectional view showing a main part of a cylinder head of an engine as a joining metal member manufactured by a joining device according to a
FIG. 2 is a cross-sectional view schematically showing a joined state of a valve seat and a cylinder head body.
FIG. 3 is a cross-sectional view showing a shape of the valve seat before joining.
FIG. 4 is an explanatory view showing a procedure for joining a valve seat to a cylinder head body.
FIG. 5 is an explanatory view schematically showing a joining process of a valve seat and a cylinder head main body.
FIG. 6 is an explanatory view showing a state where a brazing material is coated on the surface portion of the valve seat in the brazing material bath by applying ultrasonic vibration.
FIG. 7 is a side view showing the joining device.
8A is a view taken in the direction of arrow VIII in FIG. 7, and FIG. 8B is a bottom view of the upper electrode.
FIG. 9 is a timing chart showing a method for controlling pressurization and energization.
FIG. 10 is a view corresponding to FIG. 9, illustrating another example of the pressurization control method.
FIG. 11 is a phase diagram of an Al—Zn alloy.
FIG. 12 is a view corresponding to FIG.
FIG. 13 is a graph showing a temperature change inside the valve seat due to pulse energization.
FIG. 14 is a view corresponding to FIG. 9, illustrating another example of the energization control method.
FIG. 15 is a cross-sectional view showing a state in which cooling water is sprayed on the inner peripheral surface portion of the valve seat.
FIG. 16 is a diagram corresponding to FIG.
FIG. 17 is a view corresponding to FIG. 9 and showing another example of the energization control method.
FIG. 18 is a cross-sectional view showing a state in which the valve seat is also pressed in the diameter reducing direction to suppress its thermal expansion.
FIG. 19 is a view corresponding to FIG. 3 showing another example of the shape of the valve seat.
20 is a cross-sectional view of the main part showing a state in which the valve seat and the cylinder head main body are joined by the joining device according to
21 is a cross-sectional view showing an engine piston as a bonded metal member according to
22 is a cross-sectional view showing a main part of an engine cylinder block as a bonded metal member according to
FIG. 23 is a cross-sectional view of the main part showing a state in which the valve seat and the cylinder head main body are joined in the embodiment.
24 is a view corresponding to FIG. 23 showing a state in which the second joint surface portion of the valve seat and the joint surface portion of the cylinder head main body are in surface contact with each other.
25 is a view corresponding to FIG. 23 showing a state in which the third joint surface portion of the valve seat and the joint surface portion of the cylinder head main body are in surface contact with each other.
26 is a view corresponding to FIG. 23 showing a state in which the second joint surface portion of the valve seat having the third joint surface portion and the joint surface portion of the cylinder head main body are in surface contact with each other.
FIG. 27 is a view corresponding to FIG. 23, showing another cooling method for the upper electrode.
FIG. 28 is a cross-sectional view showing a test piece used for joining in a basic example.
FIG. 29 is a cross-sectional view showing a thin valve seat.
FIG. 30 is a cross-sectional view showing a thick valve seat.
FIG. 31 is a schematic cross-sectional view showing the outline of a punching load measurement test.
FIG. 32 is a graph showing results of a punching load measurement test in the valve seats of basic examples 1 to 5 and a conventional example.
FIG. 33 is a photomicrograph showing the state of the valve seat surface immediately after ultrasonic plating.
34 is a photomicrograph showing the joined state of the valve seat and test piece in Basic Example 2. FIG.
FIG. 35 is a photomicrograph showing a state of a valve seat surface portion after a punching load measurement test.
36 is a photomicrograph showing the joined state of the valve seat and test piece in Basic Example 5. FIG.
FIG. 37 is a graph showing the relationship between the welding pressure and the drawing load.
FIG. 38 is a graph showing a change in hardness according to a distance from a joint surface portion of a test piece.
FIG. 39 is a graph showing changes in hardness before and after joining of the valve seat in continuous energization and pulse energization.
FIG. 40 is a graph showing a change in hardness according to a distance from a joint surface portion of a test piece in continuous energization and pulse energization.
FIG. 41 is a graph showing the results of a punch load measurement test in continuous energization and pulse energization.
FIG. 42 is an explanatory diagram showing an embedding amount y in an embedding amount measurement test.
FIG. 43 is a graph showing the relationship between the time from the start of pressurization and the embedding amount y.
FIG. 44 is a graph showing a change in hardness according to a distance from a joint surface portion of a test piece when a valve seat is a sintered forged material and an infiltrated sintered material.
FIG. 45 is a micrograph showing a joined state between a valve seat made of sintered forged material and a test piece.
FIG. 46 is a photomicrograph showing a further enlarged state of joining between a valve seat made of sintered forged material and a test piece.
47 is a cross-sectional view showing a valve seat of Example 1. FIG.
48 is a cross-sectional view showing a valve seat of Example 2. FIG.
FIG. 49 is a cross-sectional view of the main part showing the main part of the test piece used for joining in Example.
50 is a graph showing the relationship between temperature and hardness in the valve seats of Example 1 and Comparative Examples 1, 2, and 4. FIG.
51 is a graph showing the results of a punching load measurement test in the valve seats of Example 1 and Comparative Examples 1 to 4. FIG.
52 is a photomicrograph showing the internal state of the valve seat after joining in Example 1. FIG.
FIG. 53 is a graph showing the results of a punching load measurement test when Examples 1 and 2 were previously brought into line contact or surface contact.
FIG. 54 is a graph showing the results of a valve seat hardness measurement test when Examples 1 and 2 were previously brought into line contact or surface contact.
FIG. 55 is a graph showing a change in hardness according to a distance from a joint surface portion of a test piece when a line contact or a surface contact is made in advance in Examples 1 and 2.
FIG. 56 is a photomicrograph showing a joining state when the valve seat of Example 2 is joined to the test piece in surface contact in advance.
FIG. 57 is a photomicrograph showing the joining state when the valve seat of Example 2 is joined to the test piece in advance by line contact.
FIG. 58 is a photomicrograph showing the bonding state when the valve seat of Example 2 is bonded in advance to a test piece without a chamfered portion in line contact.
[Explanation of symbols]
1 Cylinder head
2 Cylinder head body (second metal member)
2a Joint surface
3 Valve seat (first metal member)
3a 1st joint surface part
3b Second joint surface
3f Third joint surface
5 Diffusion bonding layer (Diffusion layer of brazing material and valve seat)
6 Melting reaction layer (diffusion layer between brazing material and cylinder head body)
7 Brazing material layer
14 Brazing bath
24 Upper electrode (pressure head)
25 Lower electrode (pressure head)
36 electrode tip
36a protrusion
36b side peripheral surface
36c Positioning part
Claims (13)
上記第1の金属部材に当接させる加圧ヘッドに、該第1の金属部材に設けた加圧方向と略垂直な方向に延びる面に当接する金属部材当接面と、該金属部材当接面が第1の金属部材における上記加圧方向と略垂直な方向に延びる面と当接したときに、第1の金属部材に設けた加圧方向に略沿った側面との間に所定の間隙を有するように上記金属部材当接面から第1の金属部材側に突出する突出部とを形成しておき、
上記加圧ヘッドの突出部において上記金属部材当接面と略同じ高さの部位で第1の金属部材が加圧方向と略垂直な方向に移動するのを規制しながら、上記両金属部材同士を加圧することを特徴とする金属部材の接合方法。A joining method of joining a first metal member and a second metal member by heating between the two metal members and pressurization using a pair of pressure heads facing each other,
A metal member contact surface that contacts a surface extending in a direction substantially perpendicular to the pressurization direction provided on the first metal member, the metal member contact surface, and a pressure head that contacts the first metal member When the surface abuts on a surface of the first metal member that extends in a direction substantially perpendicular to the pressing direction, a predetermined gap is provided between the surface and the side surface substantially along the pressing direction provided on the first metal member. previously formed a projection projecting from said metal member abutment surface on the first metal member side so as to have,
While restricting the movement of substantially the first metal member in the pressing direction substantially perpendicular at the site of the same height as the metal member abutment surface is in the protruding portions of the pressure head, the both metal members to each other A method of joining metal members, characterized by pressurizing the metal member.
第1の金属部材は、略リング状であり、
加圧ヘッドの突出部は、上記第1の金属部材の内周面部に略嵌合可能な略円筒状であり、
上記突出部の側周面全周で第1の金属部材の加圧方向と略垂直な方向への移動を規制することを特徴とする金属部材の接合方法。In the joining method of the metal member of Claim 1,
The first metal member is substantially ring-shaped,
The protrusion of the pressure head has a substantially cylindrical shape that can be substantially fitted to the inner peripheral surface of the first metal member.
A method for joining metal members, characterized in that movement of the first metal member in a direction substantially perpendicular to the pressing direction of the first metal member is restricted along the entire circumferential surface of the protruding portion.
第1の金属部材及び第2の金属部材間の通電に伴う発熱により加熱を行うことを特徴とする金属部材の接合方法。In the joining method of the metal member of Claim 1 or 2,
A method for joining metal members, wherein heating is performed by heat generated by energization between the first metal member and the second metal member.
第1の金属部材は、焼結材であり、
上記第1の金属部材の内部に予め高電気伝導率材料を溶浸することを特徴とする金属部材の接合方法。In the joining method of the metal member of Claim 3,
The first metal member is a sintered material,
A metal member joining method, wherein a high electrical conductivity material is infiltrated in advance into the first metal member.
第1の金属部材は、高電気伝導率元素が分散された粉末材料を焼結してなる焼結材であることを特徴とする金属部材の接合方法。In the joining method of the metal member of Claim 3,
The metal member joining method, wherein the first metal member is a sintered material obtained by sintering a powder material in which a high electrical conductivity element is dispersed.
高電気伝導率元素はCuであることを特徴とする金属部材の接合方法。In the joining method of the metal member of Claim 5,
The method for joining metal members, wherein the high electrical conductivity element is Cu.
第1の金属部材及び第2の金属部材の接合は、第2の金属部材の接合面部を塑性流動させて行うことを特徴とする金属部材の接合方法。The joining method of the metal member according to any one of claims 1 to 6,
The joining method of the metal member characterized by joining the 1st metal member and the 2nd metal member by making the joining surface part of a 2nd metal member flow plastically.
予め第1の金属部材の接合面部に、該第1の金属部材及び第2の金属部材よりも融点が低くかつ第2の金属部材との共晶組成からなるろう材と第1の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成しておき、
上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、上記ろう材及び第2の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散状態で接合することを特徴とする金属部材の接合方法。The joining method of the metal member according to any one of claims 1 to 7,
A brazing material having a melting point lower than that of the first metal member and the second metal member and having a eutectic composition with the second metal member and the first metal member are previously formed on the joint surface portion of the first metal member. The brazing material layer is formed through the diffusion layer of
The diffusion layer of the brazing material and the second metal member is formed by heating and pressurizing the first metal member and the second metal member to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material between the two metal members. A method for joining metal members, characterized by joining in a liquid phase diffusion state via both diffusion layers while discharging the formed and melted brazing material from between the joining surface portions of both metal members.
第1の金属部材は、Fe系材料からなり、
第2の金属部材は、Al系材料からなり、
ろう材は、Zn系材料からなることを特徴とする金属部材の接合方法。In the joining method of the metal member of Claim 8,
The first metal member is made of an Fe-based material,
The second metal member is made of an Al-based material,
The brazing material is made of a Zn-based material.
ろう材浴中の第1の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、第1の金属部材にろう材層及び上記ろう材と第1の金属部材との拡散層を形成することを特徴とする金属部材の接合方法。In the joining method of the metal member of Claim 8 or 9,
Diffusion of the brazing material layer and the brazing material and the first metal member onto the first metal member by coating the brazing material by applying ultrasonic vibration to the surface portion of the first metal member in the brazing material bath A method for joining metal members, comprising forming a layer.
上記第1の金属部材に当接する加圧ヘッドに、該第1の金属部材に設けた加圧方向と略垂直な方向に延びる面に当接する金属部材当接面と、該金属部材当接面が第1の金属部材における上記加圧方向と略垂直な方向に延びる面と当接したときに、第1の金属部材に設けた加圧方向に沿った側面との間に所定の間隙を有するように上記金属部材当接面から第1の金属部材側に突出する突出部とが形成され、
上記加圧ヘッドの突出部において上記金属部材当接面と略同じ高さの部位に、上記両金属部材同士を加圧するときに第1の金属部材が加圧方向と略垂直な方向に移動するのを規制する位置決め部が設定されていることを特徴とする金属部材の接合装置。A metal member comprising a pair of pressure heads facing each other, and joining the first metal member and the second metal member by heating between the metal members and pressure using the pressure head. A joining device of
A metal member abutting surface abutting on a surface extending in a direction substantially perpendicular to a pressurizing direction provided on the first metal member; and a metal member abutting surface on the pressure head abutting on the first metal member has but when contacted surface and those extending to the pressing direction and a direction substantially perpendicular to the first metal member, a predetermined gap between the side surface along the direction of pressure provided to the first metal member from the metal member abutment surface and a protrusion protruding to the first metal member side is formed so as to,
The site of substantially the same height as the metal member abutment surface and the projection of the pressure head, moved to the first metal member is pressurizing direction substantially perpendicular direction when pressurizing the both metal members to each other An apparatus for joining metal members, characterized in that a positioning portion for restricting the positioning is set.
第1の金属部材は、略リング状であり、
加圧ヘッドの突出部は、上記第1の金属部材の内周面部に略嵌合可能な略円筒状であり、
位置決め部は、上記突出部の側周面全周に設定されていることを特徴とする金属部材の接合装置。In the joining apparatus of the metal member of Claim 11,
The first metal member is substantially ring-shaped,
The protrusion of the pressure head has a substantially cylindrical shape that can be substantially fitted to the inner peripheral surface of the first metal member.
The positioning part is set to the entire circumference of the side peripheral surface of the protruding part.
第1の金属部材及び第2の金属部材間の通電に伴う発熱により加熱を行うように構成されていることを特徴とする金属部材の接合装置。The metal member joining apparatus according to claim 11 or 12,
An apparatus for joining metal members, characterized in that the metal member is heated by heat generated by energization between the first metal member and the second metal member.
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Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
JP10578098A JP3752832B2 (en) | 1998-03-31 | 1998-03-31 | Method and apparatus for joining metal members |
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