JPH11285842A - 接合金属部材及び該部材の接合方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 シリンダヘッド本体２とバルブシート３と
を、該両部材２，３間の通電に伴う発熱及び加圧により
接合する場合に、通電時の内部発熱量を小さく抑えて接
合を良好に行いつつ、溶浸工程を不要にして製造コスト
を低減すると共に、バルブシート３の熱伝導率の上昇を
抑制してその耐摩耗性を向上させる。 【解決手段】 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粉末原料を焼結してなる焼結材とす
る。また、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する。

Description

【発明の詳細な説明】

【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、該両金属部材間の通電に伴う発熱
及び加圧により接合されてなる接合金属部材及びその部
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８−１００
７０１号公報に示されているように、バルブシートとＡ
ｌ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。

【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
材同士を該両金属材間の通電に伴う発熱及び加圧により
接合しようとする場合、その一方の金属部材がバルブシ
ートのように焼結材であると、上記提案例（特開平６−
５８１１６号公報）のように、その焼結材内部の空孔に
Ｃｕ等の電気伝導率が高い金属を溶浸させるようにする
ことが望ましい。このことにより、焼結材内部の抵抗値
を溶浸した金属により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を良
好に行わせることができる。

【０００７】しかし、焼結材内部に金属を溶浸させるよ
うにすると、そのための工程が増えてコストアップを招
く。また、通常、溶浸した金属により熱伝導率も向上す
るため、高温下で使用するバルブシート等の場合は、そ
の使用時に接合による効果との重畳により熱引けが良く
なり過ぎて酸化被膜が形成され難くなり、却って耐摩耗
性が悪くなることがある。

【０００８】本発明は斯かる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、該両金属部材間の通電に伴う発熱及び
加圧により接合する場合に、上記第１の金属の焼結材料
を見直すことによって、通電時の内部発熱量を小さく抑
えて接合を良好に行いつつ、溶浸工程を不要にして製造
コストを低減し、しかも、バルブシート等の場合には熱
伝導率の上昇を抑制してその耐摩耗性を向上させようと
することにある。

【０００９】

【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の金属部材を、Ｃｕ等の高電
気伝導率元素が分散された粉末原料を焼結してなる焼結
材とした。

【００１０】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、該両金属部材間の通電
に伴う発熱及び加圧により接合する接合方法を対象とす
る。

【００１１】そして、第１の金属部材を、高電気伝導率
元素が分散された粉末原料を焼結してなる焼結材とす
る。

【００１２】このことにより、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、空孔を有していても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、焼結後にＣｕ等を溶浸
させなくても済む。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
温下での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、製造コストを低減させる
ことができると共に、接合金属部材を高温下で使用する
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。

【００１３】請求項２の発明では、請求項１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。こう
することで、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。

【００１４】請求項３の発明では、請求項１又は２の発
明において、予め第１の金属部材と第２の金属部材とを
面接触させた状態で通電及び加圧を行うようにする。

【００１５】この発明により、溶浸材よりも熱伝導率が
小さいことに起因する第１の金属部材の接合時の過熱を
有効に防止することができる。すなわち、予め点接触や
線接触させた状態で通電及び加熱を行うと、通電初期に
おける接合面部での発熱量がかなり大きくなるので、第
１の金属部材はその熱伝導率が小さいために過熱され易
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、第１の金属部材の接合面部が変形し易くなる。し
かし、この発明では、面接触により接合面部での発熱量
が適切な値となり、熱伝導率が小さくても第１の金属部
材の過熱を抑えることができる。よって、接合面部の変
形を防止して加圧力を接合面部間に確実に伝えることが
でき、接合をより一層良好に行わせることができる。
尚、ここでいう「面接触」とは、接触面積が４０〜２０
０ｍｍ² （望ましくは４０〜１００ｍｍ² ）であること
をいう。

【００１６】請求項４の発明では、請求項１〜３のいず
れかの発明において、第１の金属部材において第２の金
属部材と反対側部分の電気伝導率を第２の金属部材側部
分よりも高くするようにする。

【００１７】このようにすることで、第１の金属部材内
部の発熱量を小さく抑えつつ、接合面部での発熱量を適
切な値となるように調整することができると共に、第１
の金属部材の接合面部近傍を強度の高い材料とすること
もでき、接合時に接合面部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。一方、第１の金属部材に
おいて第２の金属部材側部分とその反対側部分とで電気
伝導率を互いに異ならせることは容易である。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。よって、
簡単な方法で接合性を向上させることができる。尚、第
１の金属部材がバルブシート等の場合は、第１の金属部
材において第２の金属部材と反対側部分を、接合後の後
加工により切削される部分に設定しておけば、使用時に
おける性能、特性等に制約されることなく上記反対側部
分の材料等を設定し得る。

【００１８】請求項５の発明では、請求項１〜４のいず
れかの発明において、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、
該両金属部材間の通電に伴う上記ろう材の融点以上の温
度への発熱及び加圧により、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。

【００１９】このことにより、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、内部発熱を出来る限り抑えてろう材を有効にかつ確
実に溶かす必要がある。しかし、この発明では、溶浸材
を使用しなくても接合面部での発熱量を適切な値にする
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。

【００２０】請求項６の発明では、請求項５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。

【００２１】この発明により、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５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。

【００２２】請求項７の発明では、請求項５又は６の発
明において、ろう材は、Ｚｎ−Ａｌ共晶合金からなるも
のとする。

【００２３】このことで、ろう材の融点は、Ｚｎ成分及
びＡｌ成分の重量比をそれぞれ９５％及び５％の共晶組
成とすることにより極めて低くすることができる。そし
て、特に請求項６の発明では、Ｚｎ成分が第１の金属部
材側及び第２の金属部材側に拡散することによりろう材
のＺｎ成分の割合が低下するので、接合後のろう材の融
点は高くなる。また、第１の金属部材との拡散層におけ
るＦｅ−Ｚｎ及び第２の金属部材との拡散層におけるＡ
ｌ−Ｚｎの融点も接合前のろう材の融点よりも高いの
で、接合金属部材の耐熱性は使用したろう材よりも確実
に向上する。さらに、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。よって、融点が低く
て取り扱いの簡単なろう材の具体的材料が容易に得られ
る。

【００２４】請求項８の発明では、請求項５〜７のいず
れかの発明において、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。

【００２５】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、接合強度のより高
い接合金属部材が得られる。

【００２６】請求項９の発明では、請求項１〜８のいず
れかの発明において、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。

【００２７】こうすることで、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。一方、第２の金属部
材の塑性流動は、第１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。特に請求項５〜８の発明
では、第２の金属部材表面の酸化被膜や汚れがろう材と
共に排出されるので、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、簡単な方法でろう材と第２の
金属部材との拡散層を確実に形成することができる。よ
って、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。

【００２８】請求項１０の発明は、第１の金属部材と第
２の金属部材とが、該両金属部材間の通電に伴う発熱及
び加圧により接合されてなる接合金属部材の発明であ
る。

【００２９】そして、この発明では、上記第１の金属部
材は、高電気伝導率元素が分散された粉末原料を焼結し
てなる焼結材であるものとする。このことで、請求項１
の発明と同様の作用効果を得ることができる。

【００３０】請求項１１の発明では、請求項１０の発明
において、高電気伝導率元素は銅であるものとする。こ
うすることで、請求項２の発明と同様の作用効果が得ら
れる。

【００３１】請求項１２の発明では、請求項１０又は１
１の発明において、第１の金属部材において第２の金属
部材と反対側部分の電気伝導率が第２の金属部材側部分
よりも大きいものとする。このことにより、請求項４の
発明と同様の作用効果が得られる。

【００３２】請求項１３の発明では、請求項１０〜１２
のいずれかの発明において、第１の金属部材と第２の金
属部材とは、該第１の金属部材の接合面部に形成された
上記両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
と、該第２の金属部材の接合面部に上記ろう材の溶融拡
散により形成されたろう材と第２の金属部材との拡散層
とを介した状態で液相拡散接合されているものとする。
この発明により、請求項５の発明と同様の作用効果を得
ることができる。

【００３３】請求項１４の発明では、請求項１３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。このことにより、請求項６
の発明と同様に、請求項１３の発明の接合金属部材とし
て最適な材料の組合せが得られる。

【００３４】請求項１５の発明では、請求項１３又は１
４の発明において、ろう材は、Ｚｎ−Ａｌ共晶合金から
なるものとする。このようにすることで、請求項７の発
明と同様の作用効果が得られる。

【００３５】

【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
る接合金属部材及び該部材の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。

【００３６】（基本形態１）図１は、本発明の基本形態
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、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。

【００３７】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。

【００３８】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。

【００３９】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。

【００４０】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。

【００４１】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）。

【００４２】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。

【００４３】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。

【００４４】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−Ｚ
ｎ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。

【００４５】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２
ｂ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。

【００４６】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２
３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。

【００４７】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２
２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。

【００４８】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。

【００４９】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２９４
２０Ｎ（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。

【００５０】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）。

【００５１】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。

【００５２】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。

【００５３】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，２
１ｂ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。

【００５４】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。

【００５５】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。

【００５６】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。

【００５７】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。

【００５８】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２
ｂ，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。

【００５９】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。

【００６０】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。

【００６１】（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。

【００６２】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。

【００６３】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。

【００６４】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。

【００６５】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。

【００６６】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。

【００６７】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。

【００６８】（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。

【００６９】すなわち、この基本形態では、接合装置２
０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。

【００７０】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。

【００７１】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。

【００７２】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。

【００７３】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。

【００７４】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。

【００７５】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。

【００７６】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。

【００７７】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。

【００７８】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。

【００７９】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。

【００８０】（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。

【００８１】すなわち、この基本形態では、接合装置２
０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２
４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。

【００８２】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。

【００８３】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。

【００８４】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。

【００８５】（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４
２の上部中央部に設けた燃焼室４２ａ内のリップ部にＦ
ｅ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。

【００８６】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４
２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。

【００８７】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。

【００８８】（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。

【００８９】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５
３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。

【００９０】（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４
３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。

【００９１】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Ｃ
ｕ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。

【００９２】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０．５
２ｒａｄ（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。

【００９３】第３に、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）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３６
ｂ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。

【００９４】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。

【００９５】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。

【００９６】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，３
ｂ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。

【００９７】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。

【００９８】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。

【００９９】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。

【０１００】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。

【０１０１】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２
６）。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。

【０１０２】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３
６）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。

【０１０３】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。

【０１０４】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。

【０１０５】

【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。

【０１０６】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。

【０１０７】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θ
１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）。

【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】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Ｍ
ｇ成分（Ｚｎ−Ａｌ共晶合金）からなるものを使用し
た。

【０１１１】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。

【０１１２】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。

【０１１３】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Ｃ
ｕメッキしたもの）を、加圧力及び電流値をそれぞれ２
９４２０Ｎ（３０００ｋｇｆ）及び７０ｋＡとして固相
拡散接合（圧接接合）した（従来例）。

【０１１４】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。

【０１１５】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。

【０１１６】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３
６０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３
５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。

【０１１７】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。

【０１１８】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。

【０１１９】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（３０００
ｋｇｆ）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。

【０１２０】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。

【０１２１】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）、１４７
１０Ｎ（１５００ｋｇｆ）及び２９４２０Ｎ（３０００
ｋｇｆ）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。

【０１２２】また、加圧力が９８０７Ｎ（１０００ｋｇ
ｆ）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。

【０１２３】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。

【０１２４】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（６０ｋ
Ａ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。

【０１２５】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。

【０１２６】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。

【０１２７】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。

【０１２８】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。

【０１２９】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）。

【０１３０】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。

【０１３１】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。

【０１３２】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４
６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。

【０１３３】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。

【０１３４】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。

【０１３５】一方、図４９に示すように、上記試験片６
１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１．０４
ｒａｄ（６０°）及び約１．３１ｒａｄ（７５°）の４
種類とした。

【０１３６】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。

【０１３７】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。

【０１３８】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。

【０１３９】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。

【０１４０】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。

【０１４１】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。

【０１４２】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。

【０１４３】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５
６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７１
ａ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。

【０１４４】

【発明の効果】以上説明したように、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
材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合する接合方法
として、第１の金属部材を、高電気伝導率元素が分散さ
れた粉末原料を焼結してなる焼結材とするようにした。
また、請求項１０の発明では、第１の金属部材と第２の
金属部材とが、該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加
圧により接合されてなる接合金属部材として、第１の金
属部材は、高電気伝導率元素が分散された粉末原料を焼
結してなる焼結材であるものとした。したがって、これ
らの発明によると、接合を良好に行いつつ、製造コスト
の低減化と第１の接合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。

【０１４５】請求項２又は１１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。

【０１４６】請求項３の発明によると、予め第１の金属
部材と第２の金属部材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ことにより、両金属部材をより一
層良好に接合することができる。

【０１４７】請求項４又は１２の発明によると、第１の
金属部材において第２の金属部材と反対側部分の電気伝
導率を第２の金属部材側部分よりも高くするようにした
ことにより、簡単に接合性の向上化を図ることができ
る。

【０１４８】請求項５又は１３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、該両金属部材間の通電に伴う上
記ろう材の融点以上の温度への発熱及び加圧により、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。

【０１４９】請求項６又は１４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
５の発明における接合方法又は請求項１３の発明の接合
金属部材として最適な材料の組合せが得られる。

【０１５０】請求項７又は１５の発明によると、ろう材
をＺｎ−Ａｌ共晶合金としたことにより、融点が低くて
取り扱いの簡単なろう材の具体的材料が容易に得られ
る。

【０１５１】請求項８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、接合強
度のより高い接合金属部材が得られる。

【０１５２】請求項９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、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。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の基本形態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２
３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２
３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（接合金属部材） 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

【表１】

【表２】

【表３】

フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号 ＦＩ Ｆ０１Ｌ 3/22 Ｆ０１Ｌ 3/22 Ｂ Ｆ０２Ｆ 1/24 Ｆ０２Ｆ 1/24 Ｓ // Ｂ２３Ｋ 103:20

Claims (15)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 第１の金属部材と第２の金属部材とを、
   該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合す
   る接合方法であって、 上記第１の金属部材を、高電気伝導率元素が分散された
   粉末原料を焼結してなる焼結材とすることを特徴とする
   接合金属部材の接合方法。
2. 【請求項２】 請求項１記載の接合金属部材の接合方法
   において、 高電気伝導率元素はＣｕであることを特徴とする接合金
   属部材の接合方法。
3. 【請求項３】 請求項１又は２記載の接合金属部材の接
   合方法において、 予め第１の金属部材と第２の金属部材とを面接触させた
   状態で通電及び加圧を行うことを特徴とする接合金属部
   材の接合方法。
4. 【請求項４】 請求項１〜３のいずれかに記載の接合金
   属部材の接合方法において、 第１の金属部材において第２の金属部材と反対側部分の
   電気伝導率を第２の金属部材側部分よりも高くすること
   を特徴とする接合金属部材の接合方法。
5. 【請求項５】 請求項１〜４のいずれかに記載の接合金
   属部材の接合方法において、 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
   材間の通電に伴う上記ろう材の融点以上の温度への発熱
   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接合金属部材の接合方
   法。
6. 【請求項６】 請求項５記載の接合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接合金
   属部材の接合方法。
7. 【請求項７】 請求項５又は６記載の接合金属部材の接
   合方法において、 ろう材は、Ｚｎ−Ａｌ共晶合金からなることを特徴とす
   る接合金属部材の接合方法。
8. 【請求項８】 請求項５〜７のいずれかに記載の接合金
   属部材の接合方法において、 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
   散層を形成することを特徴とする接合金属部材の接合方
   法。
9. 【請求項９】 請求項１〜８のいずれかに記載の接合金
   属部材の接合方法において、 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ことを特徴とす
   る接合金属部材の接合方法。
10. 【請求項１０】 第１の金属部材と第２の金属部材と
    が、該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接
    合されてなる接合金属部材であって、 上記第１の金属部材は、高電気伝導率元素が分散された
    粉末原料を焼結してなる焼結材であることを特徴とする
    接合金属部材。
11. 【請求項１１】 請求項１０記載の接合金属部材におい
    て、 高電気伝導率元素は銅であることを特徴とする接合金属
    部材。
12. 【請求項１２】 請求項１０又は１１記載の接合金属部
    材において、 第１の金属部材において第２の金属部材と反対側部分の
    電気伝導率が第２の金属部材側部分よりも大きいことを
    特徴とする接合金属部材。
13. 【請求項１３】 請求項１０〜１２のいずれかに記載の
    接合金属部材において、 第１の金属部材と第２の金属部材とは、該第１の金属部
    材の接合面部に形成された上記両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と、該第２の金属部材の接合
    面部に上記ろう材の溶融拡散により形成されたろう材と
    第２の金属部材との拡散層とを介した状態で液相拡散接
    合されていることを特徴とする接合金属部材。
14. 【請求項１４】 請求項１３記載の接合金属部材におい
    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系材料からなることを特徴とする接合金
    属部材。
15. 【請求項１５】 請求項１３又は１４記載の接合金属部
    材において、 ろう材は、Ｚｎ−Ａｌ共晶合金からなることを特徴とす
    る接合金属部材。