JP4178568B2 - 金属部材の接合方法 - Google Patents

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の金属部材とが拡散接合されてなる金属部材の接合方法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焼ばめによる方法がよく知られている。
【０００３】
また、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】
さらに、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。
【０００５】
また、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】
しかし、上記従来例のように金属部材同士を焼ばめにより接合する方法では、被接合金属部材の脱落を確実に防止しかつ焼ばめ時の締付力に耐えるようにするために、被接合金属部材を比較的大きくしておく必要がある。このため、シリンダヘッドではバルブシートの肉厚や幅が大きくなり、ポート間隔を狭くしたりスロート径を大きくしたりするには限界がある。さらに、バルブシート及びシリンダヘッド本体間には断熱層が存在するので、熱伝導率が低くなってバルブ及びバルブシート近傍の温度を有効に低下させることができないという問題がある。
【０００７】
また、ろう付けや抵抗溶接により金属部材同士を接合する方法では、両部材間の熱伝導率を向上させることはできるものの、基本的に接合強度が低く、バルブシートとシリンダヘッドとの接合に採用するのは困難である。特にろう付けによる接合方法では、炉の中で長時間加熱する必要があるので、インライン化対応も不可能、事前に熱処理を施したアルミ部材では熱処理効果が失われる、また、アルミニウム鋳物用ろう材は融点が低く、耐熱性が低いという問題がある。
【０００８】
一方、上記固相拡散接合方法では、焼ばめによる接合方法よりもバルブシートを格段に小形化することができ、エンジンの設計自由度を向上させることができるという利点を有するが、固相拡散接合であるため、加圧力や電流量等の接合条件に厳格な管理が必要である。特に、Ａｌ系のシリンダヘッド本体とＦｅ系のバルブシートとの接合では、Ｆｅ−Ａｌという脆い金属間化合物の発生を抑えつつＦｅ及びＡｌの原子を拡散させるという相反することを行う必要があるため、接合条件の設定をより厳格に行う必要がある。
【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の金属部材を第２の金属部材に接合する場合に、上記従来の接合方法を改良することによって、従来よりも高い接合強度を有する金属部材を短時間で容易に得ることにある。
【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の金属部材と第２の金属部材とを、加圧した状態下でパルス電流により通電加熱して拡散接合することとした。
【００１１】
具体的には、請求項１に記載の発明は、第１の金属部材を第２の金属部材の接合面に当接させた状態で加圧及び通電加熱することによって、該両部材を拡散接合する金属部材の接合方法であって、上記第２の金属部材は、Ａｌ系材料からなり、通電電流を、大小の電流値の繰り返しからなるパルス電流とし、予め第１の金属部材の表面部に超音波振動を付与して上記両金属部材よりも融点の低い、Ｚｎ−Ａｌ系材料からなるろう材をコーティングすることで該ろう材と該第１の金属部材との拡散層を形成すると共に、該第１の金属部材の表面部に該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の金属部材とを加圧、及び上記ろう材の融点以上の温度への通電加熱を行うことにより、該第２の金属部材の接合面部を塑性流動させると共に、上記ろう材における第２の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するようにろう材と第２の金属部材との拡散層を形成しかつ溶融したろう材を該両部材の接合面部間から排出しながら、該両部材を上記両拡散層を介した液相拡散状態で接合することとしたものである。
【００１２】
このことにより、最初の大電流値パルスの通電時に、第１の金属部材と第２の金属部材との間の接触抵抗により大きな抵抗発熱が生じる。そのため、両部材間の接合面部の温度が上昇し、両部材の拡散接合が始まる。その後、温度が少し低下した時点で２回目以降の大電流値パルスの通電が行われる。このとき、両部材間の接合面部では、冶金的接合により接触抵抗が低下しているので、最初の大電流値パルス通電時と異なり、抵抗発熱量は減少する。そのため、両部材の温度は徐々に低下し、徐冷されるので、その硬さが大きく上昇することが防止される。その結果、加工性に優れ、種々の用途に便利な接合金属部材が得られる。
【００１３】
また、ろう材を排出して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拡散層が直接的に接合され、拡散がより一層促進される。しかも、その拡散は液相拡散であるので、極めて速く行われる。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。さらに、通常、ろう材の融点は低いが、そのろう材は排出され、僅かに残っていたとしても、ろう材の成分の割合が拡散層の形成により変化するので、接合後のろう材の融点を高くすることができる。よって、インラインの作業で、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接合金属部材を得ることができる。
【００１４】
さらに、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、簡単な方法で拡散層を確実に形成することができ、接合強度のより高い接合金属部材が得られる。
【００１５】
その上、第２の金属部材表面の酸化被膜が効果的に破壊されて接合面から排出されるので、ろう材を第２の金属部材側に確実に拡散させることができると共に、第２の金属部材の表面を特に保護しておく必要はない。一方、第２の金属部材の塑性流動は、第１の金属部材及び第２の金属部材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、簡単な方法で拡散層を確実に形成することができ、接合金属部材の接合強度のさらなる向上化を図ることができる。
【００１６】
また、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。
【００１７】
請求項２に記載の発明は、請求項１に記載の金属部材の接合方法において、第１の金属部材は、Ｆｅ系材料からなることとしたものである。
【００１８】
このことにより、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１に記載の接合方法に最適な材料の組合せが得られる。
【００１９】
請求項３に記載の発明は、請求項１〜２のいずれか一つに記載の金属部材の接合方法において、第１の金属部材を第２の金属部材に当接させる前に、予め該第１の金属部材の内部にＣｕ系材料を溶浸することとしたものである。
【００２０】
このことにより、Ｃｕ系材料が第１の金属部材内部の空孔に溶浸するので、鍛造と同様の効果が得られると共に、通電時に第１の金属部材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。よって、接合金属部材の接合強度を有効に向上させることができる。
【００２１】
【発明の実施の形態】
（基本形態）
まず、本発明の適用対象として、エンジンのシリンダヘッド１をシリンダヘッド本体２に連続通電によって拡散接合する接合方法及び接合装置を、基本形態として説明する。
【００２２】
図１は、本発明の実施形態１に係る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、ベース部材（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。
【００２３】
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、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。
【００２４】
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系材料（約９５重量％のＺｎ成分及び約５重量％のＡｌ成分）からなるろう材と該バルブシート３との拡散層たる拡散接合層５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。
【００２５】
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との拡散層たる溶融反応層６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。
【００２６】
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。
【００２７】
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）。
【００２８】
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。
【００２９】
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。
【００３０】
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の接合面に拡散接合層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。
【００３１】
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。
【００３２】
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。
【００３３】
上記上側及び下側電極２４，２５は、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。
【００３４】
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。
【００３５】
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のろう材を溶融させる。この電流値は７０ｋＡ程度が望ましい。
【００３６】
このとき、約９５重量％のＺｎ成分及び約５重量％のＡｌ成分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）。
【００３７】
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。
【００３８】
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。
【００３９】
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の開口側が低くなり、その分だけ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、アルミニウムが局部的に溶解してバルブシートとの隙間が生じることがある。これを防止するため、図８（ａ）及び（ｂ）に示すように、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。
【００４０】
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との熱膨脹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。
【００４１】
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、凝固後の各接合面部２ａ，３ａ，３ｂでの割れを確実に防止する。
【００４２】
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。
【００４３】
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。
【００４４】
したがって、上記基本形態では、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。
【００４５】
尚、上記基本形態では、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。
【００４６】
（実施形態１）
次に、上記基本形態を対象として、通電電流をパルス電流とした本発明に係る実施形態を、実施形態１として説明する。
【００４７】
図１２に示すように、実施形態１では、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と異なる。
【００４８】
すなわち、この実施形態では、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と同じ１．５秒である。
【００４９】
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、通電を停止するとバルブシート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。
【００５０】
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、バルブシート３からシリンダヘッド本体２への放熱も行われやすいので、最初と同じ電流値であってもバルブシート３の温度はそれ程上昇はせず、このことを繰り返すことにより、徐冷されるため、バルブシートの硬さは殆ど上昇しない。
【００５１】
したがって、上記実施形態１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。
【００５２】
尚、上記実施形態１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。
【００５３】
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。
【００５４】
なお、上記の実施形態は、被接合金属部材であるバルブシート３とベース部材であるシリンダヘッド本体２とをパルス通電により液相拡散接合したものであるが、パルス通電による拡散接合は、液相拡散接合に限定されるものではない。すなわち、被接合金属部材とベース部材とを固体のまま接合する固相拡散接合において上記パルス通電を行ってもよい。
【００５５】
本実施形態に係る接合方法は、図７に示す接合装置２０の溶接電源２６が、電極２３，２４間に上記パルス電流を供給することによってなされる。つまり、溶接電源２６は、本発明でいうところのパルス電流発生手段となる。
【００５６】
（実施形態２）
実施形態２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）を有しているものである。まず、本発明によるパルス通電を適用する対象として、連続通電を行う実施形態について説明する。
【００５７】
図１６は本発明によるパルス通電の適用対象となる基本の実施形態を示し、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及び実施形態１と異ならせたものである。
【００５８】
すなわち、この実施形態では、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。
【００５９】
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。
【００６０】
先ず、通電開始時には、上記実施形態１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（線膨脹係数）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。
【００６１】
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、上記実施形態１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。
【００６２】
したがって、上記実施形態では、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。
【００６３】
尚、上記実施形態では、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い。
【００６４】
本発明に係る実施形態２は、図１７（ｂ）に示すように、上記実施形態１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たものである。なお、上記説明より明らかなように、実施形態１と同じ通電制御方法であっても、上記と同様の作用効果を得ることができる。
【００６５】
また、上記実施形態では、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、望ましくは０．２５〜０．５秒で電流値を切り替える。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。
【００６６】
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。
【００６７】
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。
【００６８】
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。
【００６９】
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。
【００７０】
（実施形態３）
図２０は、本発明の実施形態３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）、通電経路を上記実施形態１〜２とは異ならせたものである。
【００７１】
すなわち、この実施形態では、接合装置２０は、上記実施形態１〜２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は上記実施形態１〜２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。
【００７２】
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。
【００７３】
したがって、上記実施形態３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、上記実施形態１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。
【００７４】
尚、上記実施形態３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。
【００７５】
（実施形態４）
図２１は、本発明の実施形態４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、上記基本形態と同様に、Ａｌ系材料からなるピストン本体４２（ベース部材）の上部外周部にＦｅ系材料からなる耐摩環４３（非接合金属部材）が、またピストン本体４２の上部中央部に設けた燃焼室４２ａ内の壁部表面部にＦｅ系の遮熱部材４４（非接合金属部材）がそれぞれ接合されてなる。
【００７６】
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、この実施形態では、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。
【００７７】
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、この実施形態では、燃焼室４２ａ内のリップ部に強化部材４４、例えばオーステナイト系ステンレス鋼など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。
【００７８】
（実施形態５）
図２２は、本発明の実施形態５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、Ａｌ系材料からなるシリンダブロック本体５２（ベース部材）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（非接合金属部材）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。
【００７９】
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、この実施形態では、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。
【００８０】
【実施例】
次に、具体的に実施した実施例について説明する。
【００８１】
先ず、ベース部材として、図２３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。
【００８２】
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（実施例１〜５）。
【００８３】
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２４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２５に示すように、上記実施形態と同様の形状をして肉厚が厚いことをいう。
【００８４】
尚、バルブシートの材料は、表２に示す成分のものを使用した。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。
【００８５】
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成分からなるものを使用した。
【００８６】
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。
【００８７】
上記実施例１〜５の各バルブシートを、上記基本形態と同様にして、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。
【００８８】
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（比較例）。
【００８９】
次に、上記実施例１〜５及び比較例のバルブシートの接合強度を測定した。すなわち、図２６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。
【００９０】
上記抜き荷重測定試験の結果を図２７に示す。この結果、実施例１と実施例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、実施例２においては後述の如く拡散接合層が残っていた（図３０参照）のに対し、実施例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、実施例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。
【００９１】
ここで、上記実施例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２８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２９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３０にそれぞれ示す。図２８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２９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３０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。
【００９２】
また、実施例２と実施例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、実施例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。
【００９３】
そして、実施例３と実施例４とを比較することにより、第１接合面部のテーパ角θ１が大きい実施例４の方が、上記基本形態で説明したように、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。
【００９４】
さらに、実施例４と実施例５とを比較すると、加圧力が大きい実施例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、比較例のものよりも接合強度が格段に向上することが判る。
【００９５】
ここで、上記実施例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３１に示す。この図において、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。
【００９６】
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を上記実施例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。
【００９７】
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３３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。
【００９８】
上記抜き荷重測定試験の結果を図３２に、また硬さ測定試験の結果を図３３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大きいことが判る。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。
【００９９】
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。
【０１００】
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。
【０１０１】
上記接合前及び接合後の硬さ測定試験の結果を図３４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。
【０１０２】
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３５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。
【０１０３】
さらに、抜き荷重測定結果を図３６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。
【０１０４】
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３７参照）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３８参照）。
【０１０５】
上記埋め込み量測定試験の結果を図３８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。
【０１０６】
最後に、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。
【０１０７】
この結果を図３９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４０では倍率約５０倍、図４１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。
【０１０８】
【発明の効果】
以上説明したように、請求項１に記載の発明では、第１の金属部材を第２の金属部材の接合面に当接させた状態で加圧し、大小の電流値の繰り返しからなるパルス電流で通電加熱することにより、両部材を拡散接合することとしている。そのため、最初の大電流値パルスの通電時には、両部材間に大きな抵抗発熱が生じ、両部材が拡散接合される一方、２回目以降の大電流値パルスの通電時では、両部材の冶金的接合による接触抵抗の低下により抵抗発熱量が減少し、金属部材は徐冷される。その結果、金属部材の硬さの上昇が抑制される。従って、加工性等に優れ、種々の用途に便利な金属部材を得ることができる。
【０１０９】
また、予め第１の金属部材の表面部に、ろう材と第１の金属部材との拡散層を介してろう材層を形成しておき、この第１の金属部材と第２の金属部材とを、該両部材間の通電に伴う発熱及び加圧により、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。したがって、インラインの作業で、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金属部材が得られる。
【０１１０】
さらに、第１の金属部材とろう材との拡散層は、超音波振動を付与して第１の金属部材の表面部にろう材をコーティングすることにより形成するようにしたので、簡単な方法で拡散層を確実に形成することができ、接合強度のより高い金属部材が得られる。
【０１１１】
その上、第１の金属部材と第２の金属部材との拡散接合を、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、簡単な方法で接合層を確実に形成することができ、接合金属部材の接合強度をさらに向上させることができる。
【０１１２】
請求項２に記載の発明では、第１の金属部材をＦｅ系材料としたことにより、請求項１の発明における接合方法として材料の組合せの最適化を図ることができる。
【０１１３】
請求項３に記載の発明では、第１の金属部材と第２の金属部材とを接合する前に、予め第１の金属部材の内部にＣｕ系材料を溶浸するようにしたことにより、金属部材の接合強度を効果的に向上させることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 本発明の基本形態に係る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）は上側電極の下面部の平面図である。
【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】 実施形態１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】 実施形態２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】 実施形態３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】 実施形態４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】 実施形態５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】 試験片を示す断面図である。
【図２４】 薄肉形状のバルブシートを示す断面図である。
【図２５】 厚肉形状のバルブシートを示す断面図である。
【図２６】 抜き荷重測定試験の要領を示す概略断面図である。
【図２７】 実施例１〜５及び比較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２８】 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２９】 実施例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３０】 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３１】 実施例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３２】 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３３】 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３４】 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３５】 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３６】 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３７】 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３８】 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３９】 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４０】 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４１】 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。
【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
２ｂ ポート
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
５ 拡散接合層
６ 溶融反応層
７ ろう材層
１４ ろう材浴

Claims (3)

1. 第１の金属部材を第２の金属部材の接合面に当接させた状態で加圧及び通電加熱することによって、該両部材を拡散接合する金属部材の接合方法であって、
   上記第２の金属部材は、Ａｌ系材料からなり、
   通電電流を、大小の電流値の繰り返しからなるパルス電流とし、
   予め第１の金属部材の表面部に超音波振動を付与して上記両金属部材よりも融点の低い、Ｚｎ−Ａｌ系材料からなるろう材をコーティングすることで該ろう材と該第１の金属部材との拡散層を形成すると共に、該第１の金属部材の表面部に該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の金属部材とを加圧、及び上記ろう材の融点以上の温度への通電加熱を行うことにより、該第２の金属部材の接合面部を塑性流動させると共に、上記ろう材における第２の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するようにろう材と第２の金属部材との拡散層を形成しかつ溶融したろう材を該両部材の接合面部間から排出しながら、該両部材を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。
2. 請求項１に記載の金属部材の接合方法において、
   第１の金属部材は、Ｆｅ系材料からなる
   ことを特徴とする金属部材の接合方法。
3. 請求項１〜２のいずれか一つに記載の金属部材の接合方法において、
   第１の金属部材を第２の金属部材に当接させる前に、予め該第１の金属部材の内部にＣｕ系材料を溶浸する
   ことを特徴とする金属部材の接合方法。

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