JPH11285845A - Method and device for joining metallic member - Google Patents

Method and device for joining metallic member

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JPH11285845A
JPH11285845A JP10105781A JP10578198A JPH11285845A JP H11285845 A JPH11285845 A JP H11285845A JP 10105781 A JP10105781 A JP 10105781A JP 10578198 A JP10578198 A JP 10578198A JP H11285845 A JPH11285845 A JP H11285845A
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metal member
valve seat
joining
brazing material
electrode
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Seiji Nomura
誠治 野村
Satoshi Nanba
智 南場
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Abstract

PROBLEM TO BE SOLVED: To improve the service life of an electrode by providing an inlet of a cooling medium to cool the inside of the electrode in one of an abutting part side of the electrode on a metallic member and its opposite side, and providing an outlet on the remaining side to flow the cooling medium in one direction and to surely cool the abutting part side. SOLUTION: A cooling passage 37 in which a cooling water to cool the inside of an upper electrode 24 flows is extended in the vertical direction inside an electrode tip 36 of the upper electrode 24, and a cooling water inlet is provided in an upper end part of the cooling passage 37 of an electrode body 35. A cooling water outlet 37a is provided in a lower end part of the cooling passage 37 of the electrode tip 36. That is, the cooling water inlet is provided on the side opposite to an abutting part of the upper electrode 24 on a valve seat 3, and the cooling water outlet 37a is provided on the abutting part side on the valve seat 3, respectively, and the energization is achieved while cooling the upper electrode 24, in particular, the electrode tip 36 which becomes hot by passing the cooling water in one direction from the inlet to the outlet 37a.

Description

【発明の詳細な説明】DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION

【0001】[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、電極を用いた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。
BACKGROUND OF THE INVENTION 1. Field of the Invention The present invention relates to a metal member for joining a first metal member and a second metal member by heating and pressurization caused by energization between the two metal members using electrodes. Belongs to the technical field related to the joining method and the joining apparatus.

【0002】[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。
2. Description of the Related Art Conventionally, there have been various methods for joining metal members to each other, for example, in a case where a valve seat is joined to a peripheral portion of an opening of an intake and exhaust port of a cylinder head body in an engine cylinder head. It has been known.

【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。
[0003] For example, Japanese Patent Application Laid-Open No. H8-100
No. 701, the valve seat and A
It has been proposed that an l-type cylinder head body is brazed and joined with an Al-Zn-based brazing material and a fluoride-based flux.

【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。
Further, as disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. 58-13481, for example, a method is known in which metal members are joined to each other by resistance welding utilizing contact resistance heating at a joint surface of both members. In this resistance welding, as shown in, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 6-58116, a metal is infiltrated into holes of a valve seat formed of a sintered material, thereby generating heat inside the sintered material. Reducing the amount of heat to increase the amount of heat generated at the joint surface,
For example, as disclosed in Japanese Patent Application Laid-Open No. Hei 8-270499, it has been proposed to form a film on the surface of a valve seat and to melt the film at the time of coupling with a cylinder head body.

【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。
Further, as disclosed in, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. H8-200148, a molten reaction layer is formed while forming a plastically deformable layer on the joint surface of the cylinder head body with the valve seat and the cylinder head body. It has been proposed that solid-phase diffusion bonding (pressure welding) be performed without the need.

【0006】[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、電極を用いた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、電極自体が高温となっ
て軟化するのを防止するため、電極内部を冷却水等の冷
却媒体により冷却することが望ましい。
By the way, as in the above-mentioned joining method by resistance welding and solid-phase diffusion joining method, the metal members are connected to each other by the heat and pressure caused by energization between the two metal members using electrodes. When joining, it is desirable to cool the inside of the electrode with a cooling medium such as cooling water in order to prevent the electrode itself from becoming hot and softening.

【0007】そこで、従来より、各電極内に、金属部材
との当接部と反対側から当接部側に冷却媒体を流す冷却
管をその側周面全周と電極内壁面との間に間隙を有する
ように設け、金属部材との当接部側においてその冷却管
端部から流出した冷却媒体が冷却管側周面と電極内壁面
との間隙を通って当接部と反対側に戻るように構成して
いる。すなわち、冷却管の内側及び外側に冷却媒体の往
路と復路とをそれぞれ形成するようにしており、冷却媒
体の流入口及び流出口は共に電極の金属部材との当接部
と反対側に位置している。
Therefore, conventionally, a cooling pipe for flowing a cooling medium from the side opposite to the contact portion with the metal member to the contact portion side in each electrode is provided between the entire peripheral surface and the inner wall surface of the electrode. Provided with a gap, the cooling medium flowing out of the end of the cooling pipe at the contact portion side with the metal member returns to the side opposite to the contact portion through the gap between the cooling pipe side peripheral surface and the electrode inner wall surface. It is configured as follows. That is, a forward path and a return path of the cooling medium are respectively formed inside and outside the cooling pipe, and the inlet and the outlet of the cooling medium are both located on the opposite side to the contact portion of the electrode with the metal member. ing.

【0008】しかし、このような構成では、金属部材と
の当接部に略沿った方向(冷却管と略垂直な方向)に往
路及び復路の両方のスペースが必要となり、その方向の
スペースが小さい電極では、冷却媒体の流量がかなり小
さくなって冷却効果が十分に得られなくなる。特に、金
属部材との当接部側は、電極において温度が最も高くな
る箇所であるので、十分な冷却が必要となるが、接合す
る金属の形状や大きさに対応させて小さくなる傾向にあ
るため、十分に冷却することがより一層困難となる。
尚、このように金属部材との当接部側のみにおいてスペ
ースが小さい場合には、その当接部側では冷却管を設け
ずに往路と復路とを分離しないようにする方法も考えら
れるが、そのような構成では当接部側において冷却媒体
がスムーズに流れずに滞留してしまい、十分な冷却効果
が得られない。
However, in such a configuration, both forward and backward spaces are required in a direction substantially along the contact portion with the metal member (in a direction substantially perpendicular to the cooling pipe), and the space in that direction is small. In the electrodes, the flow rate of the cooling medium is so small that a sufficient cooling effect cannot be obtained. In particular, since the contact portion side with the metal member is a portion where the temperature is highest in the electrode, sufficient cooling is required, but the size tends to be smaller according to the shape and size of the metal to be joined. Therefore, it becomes even more difficult to sufficiently cool.
When the space is small only on the contact portion side with the metal member as described above, a method of not providing the cooling pipe on the contact portion side so as not to separate the outward path and the return path can be considered, In such a configuration, the cooling medium does not flow smoothly and stays on the contact portion side, and a sufficient cooling effect cannot be obtained.

【0009】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、電極を用いた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、上記電極の冷
却方法を改良することによって、電極の金属部材との当
接部に略沿った方向のスペースが小さくてもその当接部
側を確実に冷却し、電極の寿命を向上させようとするこ
とにある。
The present invention has been made in view of the above points, and an object thereof is to provide a first metal member and a second metal member.
When the metal member is joined by heat and pressure generated by energization between the two metal members using the electrode, by improving the cooling method of the electrode, the contact portion of the electrode with the metal member is improved. An object of the present invention is to surely cool the contact portion side even if the space in the direction substantially along is small, and to improve the life of the electrode.

【0010】[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、電極において金属部材との当接部
側及び該当接部と反対側の一方に該電極の内部を冷却す
る冷却媒体の流入口を設け、かつ他方に該冷却媒体の流
出口を設けておき、この流入口から流出口に冷却媒体を
一方向に流すようにした。
In order to achieve the above object, according to the present invention, there is provided a cooling device for cooling the inside of an electrode at one of a contact portion side of a metal member and a side opposite to the contact portion. An inlet for the medium was provided, and an outlet for the cooling medium was provided on the other side, and the cooling medium was allowed to flow in one direction from the inlet to the outlet.

【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、電極を用いた該両金属
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。
More specifically, according to the first aspect of the present invention, the first metal member and the second metal member are joined by heat and pressure generated by energization between the two metal members using electrodes. Target method.

【0012】そして、上記電極において第1の金属部材
又は第2の金属部材との当接部側及び該当接部と反対側
の一方に該電極の内部を冷却する冷却媒体の流入口を設
け、かつ他方に該冷却媒体の流出口を設けておき、上記
電極の流入口から流出口に上記冷却媒体を一方向に流し
ながら通電を行うようにする。
[0012] An inlet of a cooling medium for cooling the inside of the electrode is provided on one of the contact side of the electrode with the first metal member or the second metal member and one of the side opposite to the contact portion, An outlet for the cooling medium is provided on the other side, and the current is supplied while the cooling medium flows in one direction from the inlet to the outlet of the electrode.

【0013】このことにより、冷却媒体を一方向に流す
スペースが電極にあればよいので、電極の金属部材との
当接部に略沿った方向のスペースが小さくても十分な量
の冷却媒体を流すことができ、しかも、冷却媒体を滞留
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電極を冷却することができ、電極の
軟化を抑制して寿命を向上させることができる。
With this configuration, the space for flowing the cooling medium in one direction only needs to be in the electrode, so that a sufficient amount of the cooling medium can be supplied even if the space in the direction substantially along the contact portion of the electrode with the metal member is small. The cooling medium can flow, and can flow smoothly without causing the cooling medium to stay. Therefore,
The electrode can be reliably cooled by a simple method, and the life of the electrode can be improved by suppressing the softening of the electrode.

【0014】請求項2の発明では、請求項1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。
According to a second aspect of the present invention, in the first aspect of the present invention, the second metal member has a lower melting point than the first metal member and the second metal member on the joint surface of the first metal member. The brazing material layer is formed via a diffusion layer of a brazing material having a eutectic composition with the member and the first metal member, and the first metal member and the second metal member are separated from each other. By the heating and pressurization to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material due to energization between the metal members, a diffusion layer of the brazing material and the second metal member is formed and the molten brazing material is joined to the joining surface of the two metal members While being discharged from the space, bonding is performed in a liquid phase diffusion state via the two diffusion layers.

【0015】このことで、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
う材の融点は低い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、ろう
材を確実に溶かして排出するために抵抗溶接等に比べて
通電時間を長くかつ電流値を大きくする必要がある。こ
のため、電極がより高温になり易く、その寿命が低下す
る傾向にある。しかし、この発明では、電極を有効に冷
却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。
[0015] With this, the first metal member and the second metal member are liquid-phase diffusion-bonded in a state where the brazing material is discharged and the two diffusion layers are interposed therebetween, so that the surface of the second metal member is oxidized. The coating and dirt are discharged together with the brazing material, and the two diffusion layers are directly joined without interposing the brazing material layer. Further, although the melting point of the brazing material is generally low and the heat resistance of the joint is low, the ratio of the components of the brazing material is changed by alloying the brazing material and the second metal member in the present invention. Can be increased in melting point. Therefore, strength and heat resistance higher than the used brazing material can be imparted. In the liquid phase diffusion bonding method having such an unprecedented advantage, it is necessary to increase the current supply time and increase the current value as compared with resistance welding or the like in order to reliably melt and discharge the brazing material. For this reason, the temperature of the electrode tends to be higher, and its life tends to be shortened. However, according to the present invention, no problem arises because the electrodes can be effectively cooled. Therefore, the joining strength of both metal members can be reliably improved.

【0016】請求項3の発明では、請求項2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。
According to a third aspect of the present invention, in the second 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 a Zn-based material. Shall consist of

【0017】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2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で、(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。
According to the present invention, since the melting point of the Zn-based brazing material is relatively low, the melting and discharging of the brazing material can be performed easily and reliably. In addition, the Zn-based brazing material easily forms the Fe-based first metal member and the Fe-Zn diffusion layer, and the Al-based second metal member and the Al-Zn diffusion layer, respectively. Further, since the bonding is performed via both diffusion layers, the generation of a brittle intermetallic compound of Fe-Al can be effectively prevented. Therefore, an optimum combination of materials for the joining method according to the second aspect of the present invention can be obtained.
By using a Zn-Al eutectic composition for the brazing material, (1) the melting point can be minimized, so that it can be melted in a short time and the joining time can be shortened. Since eutectic does not occur during the joining process as in (1), the stability of the joining can be improved, and (3) a brittle metal layer can be prevented from being generated.

【0018】請求項4の発明では、請求項2又は3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。
According to a fourth aspect of the present invention, in the second or third aspect, the first metal member in the brazing material bath is coated with a brazing material by applying ultrasonic vibration to the first metal member. A brazing material layer and a diffusion layer of the brazing material and the first metal member are formed on the metal member.

【0019】こうすることで、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。
By doing so, the oxide film and the plating layer on the surface of the first metal member are destroyed by the cavitation action by the ultrasonic wave, so that the brazing material is rubbed against the surface of the first metal member. The brazing material can be more reliably diffused to the first metal member side than the method using the effective friction. Further, a post-process for removing the flux as in the case of performing brazing using the flux 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 joining strength between the two metal members can be further improved.

【0020】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、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。
According to a fifth aspect of the present invention, in any one of the first to fourth aspects of the present invention, the first metal member is a sintered material, and a high electrical conductivity material is previously provided inside the first metal member. To infiltrate.

【0021】このことにより、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。また、電極の温度を高くならないようにすることが
でき、電極の軟化をさらに有効に抑制することができ
る。
As a result, it is possible to reduce the internal resistance of the sintered material by reducing the resistance value inside the sintered material, suppress the internal heat generation during energization, and improve the bonding strength by effectively generating heat at the bonding surface. Further, it is possible to prevent the temperature of the electrode from increasing, and it is possible to more effectively suppress the softening of the electrode.

【0022】請求項6の発明では、請求項1〜4のいず
れかの発明において、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。
According to a sixth aspect of the present invention, in any one of the first to fourth aspects of the present invention, the first metal member is a sintered material obtained by sintering a powder material in which a high electric conductivity element is dispersed. There is.

【0023】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5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と共に、電極の温度上昇
を抑制してその寿命を効果的に向上させることができ
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、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、
電極の寿命を向上させることができると共に、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。ま
た、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。
According to the present invention, unlike the infiltration material in which Cu or the like is infiltrated, vacancies exist as they are inside the first metal member, but the high electrical conductivity element is dispersed in advance and fired. Since the connection is made, the resistance value inside the first metal member can be suppressed almost as low as the infiltration material. For this reason, even if the first metal member has pores therein, it is possible to suppress the internal heat generation at the time of energization and to perform the bonding satisfactorily as well as the electrode, as in the invention of claim 5. Temperature rise can be suppressed and the life thereof can be effectively improved. On the other hand, since the thermal conductivity becomes smaller than that of the infiltration material due to the heat insulating effect of the pores, when the first metal member is a valve seat or the like used at a high temperature, the heat shrinkage is appropriately suppressed and the oxide film is formed. It is formed. Therefore, while performing good joining,
The life of the electrode can be improved, and the manufacturing cost can be reduced by omitting the infiltration step. In addition, when used at a high temperature after joining, the wear resistance of the first metal member can be improved. Here, the “high electric conductivity element” means that the electric resistivity is 3 × 10 −8 Ω · m.
Refers to the following elements.

【0024】請求項7の発明では、請求項6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。
According to a seventh aspect of the present invention, in the sixth aspect, the high electric conductivity element is Cu. Thus, the resistance value inside the first metal member can be effectively reduced while keeping the cost low.

【0025】請求項8の発明では、請求項1〜7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。
According to an eighth aspect of the present invention, in any one of the first to seventh aspects of the present invention, the first metal member and the second metal member are joined by plastically flowing the joint surface of the second metal member. To do.

【0026】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2〜7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、両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。
By doing so, the oxide film on the surface of the second metal member is effectively destroyed, so that it is not necessary to particularly protect the surface of the second metal member. On the other hand, the plastic flow of the second metal member can be easily performed by utilizing the pressing force when pressing the first and second metal members, and no special means is required. In particular, in the inventions of claims 2 to 7, the oxide film and dirt on the surface of the second metal member are discharged together with the brazing material, so that the brazing material can be surely diffused to the second metal member side, and a simple structure can be obtained. By this method, the diffusion layer between the brazing material and the second metal member can be reliably formed. Therefore, the joint strength between the two metal members can be further improved.

【0027】請求項9の発明は、電極を備え、第1の金
属部材と第2の金属部材とを、上記電極を用いた該両金
属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合するよう
にした金属部材の接合装置の発明である。
According to a ninth aspect of the present invention, an electrode is provided, and the first metal member and the second metal member are joined by heat and pressure caused by energization between the two metal members using the electrode. It is an invention of an apparatus for joining metal members.

【0028】そして、この発明では、上記電極において
第1の金属部材又は第2の金属部材との当接部側及び該
当接部と反対側の一方に該電極の内部を冷却する冷却媒
体の流入口が設けられ、かつ他方に該冷却媒体の流出口
が設けられ、上記電極の流入口から流出口に上記冷却媒
体を一方向に流しながら通電を行うように構成されてい
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。
According to the present invention, the flow of the cooling medium for cooling the inside of the electrode is provided on one of the contact side of the electrode and the first metal member or the second metal member and on the side opposite to the contact portion. An inlet is provided, and an outlet for the cooling medium is provided on the other side, and the cooling medium is configured to flow while flowing in one direction from the inlet to the outlet of the electrode. Thus, the same function and effect as the first aspect of the invention can be obtained.

【0029】請求項10の発明では、請求項9の発明に
おいて、接合面部に第1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が形
成された第1の金属部材と、上記第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、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
接合するように構成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が得られ
る。
According to a tenth aspect of the present invention, in the ninth aspect of the present invention, the brazing material having a lower melting point than the first and second metal members and having a eutectic composition with the second metal member is used. A first metal member on which the brazing material layer is formed via a diffusion layer with the first metal member, and the second metal member;
By heating and pressing to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material between the two metal members, a diffusion layer of the brazing material and the second metal member is formed and the molten brazing material is removed from between the joining surfaces of the two metal members. It is configured so as to join in a liquid phase diffusion state via the two diffusion layers while discharging. By doing so, the same operation and effect as the second aspect of the invention can be obtained.

【0030】請求項11の発明では、請求項9又は10
の発明において、第2の金属部材の接合面部を塑性流動
させて第1の金属部材と第2の金属部材とを接合するよ
うに構成されているものとする。このことで、請求項8
の発明と同様の作用効果を得ることができる。
According to the eleventh aspect, in the ninth or tenth aspect,
In the invention, the first metal member and the second metal member are joined by plastically flowing the joint surface of the second metal member. With this, claim 8
The same operation and effect as those of the invention can be obtained.

【0031】[0031]

【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。
Embodiments of the present invention will be described below with reference to the drawings. However, first, a basic mode of a bonding apparatus and a bonding method of a metal member to which the present invention is applied will be described, and then, an embodiment of the present invention will be described focusing on differences from the basic mode.

【0032】(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。
(Basic Embodiment 1) FIG. 1 shows a main part of an engine cylinder head 1 as a joining metal member manufactured by a joining apparatus 20 (see FIG. 7) according to a basic embodiment 1 of the present invention. The head 1 has a substantially ring-shaped valve seat 3, 3,... At the opening peripheral portions of the four intake and exhaust ports 2b, 2b,. (First metal member) joined as described later. The periphery of the opening of each port 2b is the cylinder head 1.
Are arranged in a substantially square shape when viewed from the lower side, and each opening peripheral portion is a joint surface portion 2 a with each valve seat 3.

【0033】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。
The inner peripheral surface of each of the valve seats 3 is formed as a valve abutting surface 3c, and is formed in a tapered shape in which the diameter decreases upward along the shape of the upper surface of the valve. The outer peripheral surface portion of each valve seat 3 is a first joint surface portion 3a with the cylinder head main body 2, is surrounded by the joint surface portion 2a of the cylinder head main body 2, and is formed in a tapered shape like the inner peripheral surface. ing. Further, the upper surface of each valve seat 3 is in the second position with the cylinder head body 2.
The joining surface portion 3b is inclined upward toward the inner peripheral side.

【0034】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。
Each of the valve seats 3 is a sintered material made of an Fe-based material, and the pores inside are infiltrated with a Cu-based material as a high electrical conductivity material. As schematically shown in FIG. 2, the first and second joint surfaces 3 a and 3 b of each valve seat 3 with the cylinder head body 2 have Zn-
Al eutectic alloy (about 95 wt% Zn component and about 5 wt% Al
A diffusion bonding layer 5 (diffusion layer) is formed between the brazing material made of a component (a eutectic composition with a later-described material component of the cylinder head body 2) and the valve seat 3. That is, the diffusion bonding layer 5 is made of Fe—Zn formed by diffusing the Zn component of the brazing material to the valve seat 3 side.

【0035】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。
On the other hand, the cylinder head main body 2 is made of an Al-based material, and a fusion reaction layer 6 (between the brazing material and the cylinder head main body 2) is formed on a joint surface 2a of the cylinder head main body 2 with each valve seat 3. Diffusion layer) is formed. That is, the molten reaction layer 6 is made of Zn of the brazing material.
It is made of Al-Zn formed by liquid phase diffusion of components in the molten state to the cylinder head main body 2 side.
The melting point of the brazing material is lower than that of each valve seat 3 and cylinder head body 2.

【0036】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。
The valve seat 3 and the cylinder head main body 2 are connected to the diffusion bonding layer 5 and the molten reaction layer 6.
The diffusion bonding layer 5 and the molten reaction layer 6 have a total thickness of 1.0 μm or less. In FIG. 2, a brazing material layer 7 is formed between the diffusion bonding layer 5 and the molten reaction layer 6.
Is extremely small and can be considered to be practically negligible.

【0037】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)。
A method of manufacturing the cylinder head 1 by joining the valve seats 3 to the peripheral portions (joining surfaces 2a) of the ports 2b of the cylinder head main body 2 in the cylinder head 1 having the above-described structure will be described (note that the method will be described later). In the following manufacturing process, the top and bottom of the cylinder head body 2 and the valve seat 3 are reversed.

【0038】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。
First, the valve seat 3 is manufactured by sintering Fe-based material powder. At this time, as shown in FIG. 3, the valve seat 3 is designed to withstand the pressing force at the time of joining the valve seat 3 and the cylinder head main body 2.
The inner peripheral side and the upper side (the lower side in FIG. 1) are formed so as to be thicker. That is, at this stage, the valve contact surface portion 3c is not formed, and the inner peripheral surface is formed to extend straight upward and the upper surface is formed to be substantially horizontal. Further, the taper angle (θ1 in FIG. 3) of the first joint surface 3a with the cylinder head body 2 is about 0.52 rad.
(30 °), and the inclination angle (θ2 in FIG. 3) of the second joint surface 3b is formed at about 0.26 rad (15 °). That is, the taper angle θ1 of the first joint surface 3a
Is too small, it is easy to embed the valve seat 3 in the cylinder head body 2, but the oxide film destruction effect on the joint surface 2a of the cylinder head body 2 is reduced. Since the embedding becomes difficult and the outermost diameter of the valve seat 3 becomes too large to make it possible to narrow the interval between the two ports 2b, 2b, it is set to about 0.52 rad (30 °).

【0039】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。
A ring having substantially the same diameter as the valve seat 3 is manufactured by sintering a powder of a Cu-based material, and the ring is placed on the upper surface of the sintered valve seat 3 to be heated. Then, the Cu-based material is infiltrated into the interior of the valve seat 3 by being melted. Thereafter, the first and second joint surfaces 3a,
A Cu plating layer (about 2 μm) is applied to the entire surface including 3b from the viewpoint of preventing formation of an oxide film.

【0040】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。
Subsequently, as schematically shown in FIG. 5A, the first and second joint surfaces 3a, 3b of the valve seat 3 are formed.
A brazing material layer 7 is formed on 3b via a diffusion bonding layer 5. In order to form the brazing material layer 7 and the diffusion bonding layer 5 on the valve seat 3, the surface of the valve seat 3 in the brazing material bath is coated with a brazing material by applying ultrasonic vibration (ultrasonic plating). That is, as shown in FIG. 6, one end of the diaphragm 11 is attached to the ultrasonic oscillator 12, and the valve seat 3 is placed on the upper surface of the other end of the diaphragm 11 in the bottomed container 13. In a brazing material bath 14. In this state, when ultrasonic vibration is applied to the valve seat 3 from the ultrasonic oscillator 12 via the diaphragm 11, a Cu plating layer on the surface of the valve seat 3 and a slight amount are formed by cavitation by the ultrasonic waves. The oxide film is destroyed, and the Zn component of the brazing material diffuses to the valve seat 3 side to reduce the Fe-Z
A diffusion bonding layer 5 made of n is formed, and a brazing material layer 7 is formed on the surface side of the diffusion bonding layer 5. This makes it possible to form the diffusion bonding layer 5 more reliably and easily than a method using mechanical friction in which a brazing material is rubbed against the surface of the valve seat 3. The conditions for the ultrasonic plating include, for example, a brazing material bath temperature of 400.
° C, ultrasonic output 400 W, ultrasonic vibration application time 20
Seconds can be set for each. Note that a hot-dip layer similar to the diffusion bonding layer 5 may be formed on the surface of the valve seat 3 while heating in a reducing atmosphere.

【0041】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。
Next, the valve seat 3 is connected to the port 2 of the cylinder head body 2 which has been manufactured in advance by casting or the like.
b, which is joined to the periphery of the opening, that is, to the joint surface 2a with the valve seat 3. At this time, the joining surface portion 2a of the cylinder head main body 2 is different from the shape at the time of joining completion (the same shape as the first and second joining surface portions 3a and 3b of the valve seat 3) as shown in FIG. , About 0.79 rad (45 °).

【0042】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。
In order to join the valve seat 3 to the joining surface 2a of the cylinder head main body 2, as shown in FIG. 7, a joining device 20 obtained by improving a commercially available projection welding machine is used. The joining device 20 has a substantially U-shaped support main body 21, and the upper and lower horizontal portions 21a and 21b of the support main body 21 are cantilevered and supported by only one vertical portion 21c. The side opposite to the portion 21c is open. A pressure cylinder 22 is provided below the upper horizontal portion 21a of the support body 21, and a cylinder rod 2 of the pressure cylinder 22 is provided below the pressure cylinder 22.
3 and a substantially cylindrical upper electrode 24 made of Cu and movable up and down on the same axis as the cylinder rod 23. On the other hand, on the upper side of the lower horizontal portion 21b, a lower electrode 25 made of Cu is provided so as to face the upper electrode 24 via a moving table 27, and a cylinder is provided on the obliquely upper surface of the lower electrode 25. The head main body 2 can be placed so that the joint surface 2 a is located above the cylinder head main body 2. The horizontal position of the movable base 27 with respect to the lower horizontal portion 21b and the inclination of the upper surface of the lower electrode 25 can be adjusted, and the center axis of the joint surface 2a for joining the valve seat 3 is vertical and The adjustment is made so as to substantially coincide with the central axis of the electrode 24.

【0043】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。
The upper and lower electrodes 24 and 25 constitute a pair of pressure heads and are connected to a welding power source 26 housed in the vertical portion 21c of the support body 21, respectively. Cylinder head body 2 on top surface
The upper electrode 24 is brought into contact with the upper surface of the valve seat 3 in a state in which the valve seat 3 is placed on the joint surface 2a of the valve cylinder 3 so that the valve seat 3 and the cylinder head main body 2 are pressurized.
When the welding power source 26 is turned on while pressurizing by the pressure 2, a current flows from the valve seat 3 to the cylinder head body 2. 8A and 8B, the lower surface of the upper electrode 24 in contact with the upper surface of the valve seat 3 is opposite to the vertical portion 21c of the support body 21 (support body). A cut-out portion 28 is formed on the opening side of opening 21 as a non-conducting portion.

【0044】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。
The cylinder head main body 2 is placed on the upper surface of the lower electrode 25 of the joining device 20, and the movable base 26 is moved in the horizontal direction so that the center axis of the joining surface 2 a joining the valve seat 3 substantially coincides with the upper electrode 24. After adjusting the position and the inclination of the upper surface of the lower electrode 24, the valve seat 3 is placed on the joint surface 2a. At this time, as shown in FIG. 4A, only the corners of the first and second joint surfaces 3a and 3b of the valve seat 3 are in contact with the joint surface 2a of the cylinder head body 2. That is, the valve seat 3 and the cylinder head body 2 are in line contact.

【0045】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。
Next, the upper electrode 24 is moved downward by the operation of the pressurizing cylinder 22 to come into contact with the upper surface of the valve seat 3, and pressurization of the valve seat 3 and the cylinder head body 2 is started from this state. . This pressure is 294
About 20N (3000 kgf) is desirable. Then, as shown in FIG. 9, while maintaining this pressing force, the welding power source 26 is turned on about 1.5 seconds after the start of pressurization, and the resistance heat generated by energization between the valve seat 3 and the cylinder head body 2 is generated. As a result, heating is performed to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material in the brazing material layer 7, and the brazing material is melted. This current value is desirably about 70 kA.

【0046】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)。
At this time, about 95% by weight of Zn component and about 5%
As shown in FIG. 11, the melting point of the brazing filler metal having the eutectic composition with the Al component of weight% is extremely low at about 380 ° C., and is melted immediately after the start of energization. Further, the joining surface 2a of the cylinder head main body 2 is softened by the above-described resistance heat, and the joint surface 2a of FIG.
As shown in (b), the first of the valve seat 3 is
The valve seat 3 is embedded in the cylinder head main body 2 while the corner between the joint surface 3a and the second joint surface 3b causes the joint surface 2a of the cylinder head body 2 to plastically flow.
As a result, the oxide film on the joint surface portion 2a of the cylinder head body 2 is surely destroyed, and the Zn component of the molten brazing material diffuses in the liquid phase toward the cylinder head body 2 to form the molten reaction layer 6 made of Al-Zn. (See FIG. 5B).

【0047】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。
On the other hand, as shown in FIG. 5C, almost all the brazing material of the brazing material layer
And, it is discharged together with the oxide film and the dirt from between the second joint surfaces 3a and 3b and the joint surface 2a of the cylinder head body 2. For this reason, the diffusion bonding layer 5 does not pass through the brazing material layer 7.
And the molten reaction layer 6 are directly joined to each other,
Diffusion between them is further promoted. In addition, the formation of a brittle intermetallic compound of Fe—Al can be effectively prevented through the two layers 5 and 6. Therefore, the valve seat 3 and the cylinder head body 2 are joined in a liquid phase diffusion state via the diffusion joining layer 5 and the molten reaction layer 6,
Its bonding strength is very high. Even if a small amount of the brazing material layer 7 remains, the Zn ratio of the brazing material decreases due to diffusion, and its melting point rises to about 500 ° C. or higher (see FIG. 11). For this reason, after joining, it has heat resistance higher than the melting point of the brazing material used.

【0048】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。
Furthermore, since the inside of the valve seat 3 is infiltrated with a Cu-based material having a high electrical conductivity, the pores formed by sintering are filled with the Cu-based material, and a part of the pressure is applied. Is not used to crush the above-mentioned hole, and all of the pressing force is used to directly plastically flow the joint surface portion 2a of the cylinder head body 2 and to discharge the brazing material. The heat generation inside the valve seat 3 can be suppressed, and the brazing material can be effectively melted.

【0049】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。
Further, the upper and lower horizontal portions 21a,
The upper and lower horizontal portions 21a, 2b are cantilevered portions.
Due to the flexure of 1b, the pressing force is reduced on the opening side of the support main body 21, and the contact resistance of the joint surfaces 2a, 3a, 3b corresponding to the opening side of the support main body 21 is increased by that amount, so that the heat generation on the opening side is generated. If the amount becomes excessive, the cylinder head main body 2 may locally melt and a gap with the valve seat 3 may occur. In order to prevent this, as described above, the cutout 28 may be formed on the lower surface of the upper electrode 24 on the opening side of the support body 21. In this case, the current value is small in portions corresponding to the valve seat 3 and the opening side of the support main body 21 of the cylinder head main body 2. For this reason, there is no possibility that the opening side of the support body 21 in the cylinder head body 2 is locally melted and a gap is formed between the cylinder head body 2 and the valve seat 3. Further, since the center axes of the cylinder rod 23 of the pressurizing cylinder 22 and the upper electrode 24 coincide with each other,
Compared to a device in which they do not match, it is possible to reduce the difference in the pressing force in the entire upper electrode 24 and the change in the horizontal position of the upper electrode 24, and the degree of the notch in the notch 28 can be reduced. The misalignment of the valve seat 3 with respect to the joint surface 2a of the cylinder head main body 2 can be prevented. It should be noted that local melting of the cylinder head main body 2 can also be prevented by attaching an insulating member to the lower surface of the upper electrode 24 instead of providing the cutout 28.

【0050】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。
Subsequently, when 1.5 to 2.5 seconds have elapsed from the start of energization, the welding power source 26 is turned off to stop energization.
The valve seat 3 is a joint surface 2a of the cylinder head body 2.
(See FIG. 4 (c)).
At this time, the pressurization is continued without stopping. That is, the pressing force is maintained until the molten reaction layer 6 is completely solidified and cooled, and the respective joint surfaces 2 a, 3 a,.
3b prevents peeling and cracking.

【0051】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。
As shown in FIG. 10, it is more desirable to reduce the pressing force almost simultaneously with stopping the energization. That is, since there is a high possibility that cracks will occur in the joint surfaces 2a, 3a and 3b due to the pressure immediately after solidification where the deformability becomes small with a large pressing force, the pressing force is reduced to a level that can follow the shrinkage deformation, Cracks at the joint surfaces 2a, 3a, 3b after solidification by pressure are reliably prevented.

【0052】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。
Thereafter, the pressure is stopped about 1.5 seconds after the energization is stopped, and the joining between the valve seat 3 and the cylinder head body 2 is completed. Subsequently, the same operation is repeated in the same cylinder head main body 2 so that the remaining 3
The valve seats 3 are joined to the two joining surfaces 2a, 2a,.

【0053】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。
Finally, the inner peripheral surface portion and the upper surface portion of each valve seat 3 are cut to form a valve contact surface portion 3c and finished in a predetermined shape. Thus, the cylinder head 1 in which the valve seats 3 are joined to the peripheral portions of the openings of the ports 2b of the cylinder head body 2 is completed.

【0054】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。
Therefore, in the first embodiment, the valve seat 3 and the cylinder head main body 2 are joined in a liquid-phase diffusion state via the diffusion joining layer 5 and the molten reaction layer 6 by the heat and pressure generated by energization. As a result, the cylinder head 1 having high bonding strength and heat resistance higher than that of the brazing filler metal used can be obtained in a short time. Further, since it is only necessary to set the pressing force and the current value so that the brazing material can be melted and discharged, the condition range in which high joining strength can be obtained is wide. In addition, the valve seat 3 can be made much smaller than the joining method by shrink fit,
The distance between the two ports 2b, 2b can be reduced or the throat diameter can be increased. Further, the thermal conductivity in the vicinity of the valve can be improved without forming a heat insulating layer, and the cooling water passage provided between the ports 2b, 2b can be made closer to the valve seat side. The temperature in the vicinity can be effectively reduced. In addition, connect a glow plug or injector to port 2
Even if it is arranged between b and 2b, the wall thickness between them can be sufficiently ensured. Therefore, the performance, reliability and design freedom of the engine can be improved.

【0055】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。
In the first embodiment, each of the valve seats 3 is manufactured by sintering and the Cu-based material is infiltrated therein. However, the density inside each of the valve seats 3 may be secured to some extent. If so, it is not necessary to infiltrate. In addition, by forming each valve seat 3 as a sintered forged material obtained by forging after sintering, it is possible to eliminate voids inside the valve seat 3 in the same manner as infiltration. The material can be discharged effectively.

【0056】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。
In the first embodiment, the brazing material is heated to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material in the brazing material layer 7 by resistance heat generated by energization between the valve seat 3 and the cylinder head body 2. The brazing material may be melted by local heating such as high-frequency heating.

【0057】(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。
(Basic Mode 2) FIG. 12 shows a basic mode 2 of the present invention. The method of controlling the energization when the valve seat 3 and the cylinder head main body 2 are joined is different from the basic mode 1.

【0058】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。
That is, in this basic mode, a current is not continuously supplied at a constant current value, but a pulse is applied by repeating a large and small current value. The current value on the larger side of the pulse current is constant at about 70 kA,
The smaller current value is set to zero. The energizing time of the large current value pulse is 0.25 to 1 second, and the energizing time of the small current value pulse (time during which no current is flowing) is 0.1 to 1 second.
It is about 0.5 seconds. Furthermore, the number of high current value pulses is 3 to
Nine pulses (four pulses in FIG. 12) are desirable. Note that 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 stop of pressurization are 1.5 seconds, which are the same as in the first embodiment.

【0059】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。
FIG. 13 shows a change in the temperature of the valve seat 3 when such a pulse current is applied. That is, since the heat capacity of the valve seat 3 made of the Fe-based material is considerably small, the temperature rise due to the resistance heat generation of the valve seat 3 is remarkable. It is harder to dissipate heat than the upper and lower ends, and the contact resistance between the valve seat 3 and the cylinder head body 2 is high when the first large current value pulse is applied. The temperature at the center is equal to or higher than the A1 transformation point when the first large current value pulse is stopped. At this stage, since the valve seat 3 is almost completely embedded in the cylinder head main body 2, it is possible to completely stop the energization. However, the valve seat 3 is kept at a temperature above the A1 transformation point. Since it is rapidly cooled, its center in the vertical direction is baked and its hardness increases.

【0060】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。
Therefore, when the temperature slightly decreases, the second large current value pulse is applied. At this time, unlike the first energization of the large current value pulse, the contact resistance is reduced by metallurgical bonding, the resistance heating value is reduced, and heat is also released, so even if the current value is the same as the initial value, the temperature is not so much By repeating this process without increasing the hardness, the valve seat 3 hardly increases in hardness.

【0061】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。
Therefore, in the basic embodiment 2, the temperature of the central portion in the vertical direction of the valve seat 3 is gradually decreased by the pulse current, so that the hardness of the valve seat 3 does not greatly increase. Deterioration in workability when cutting the peripheral surface portion can be prevented. In addition, it is possible to effectively suppress the valve from being easily worn due to the valve contact surface 3c being too hard.

【0062】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。
In the second embodiment, the large current value of the pulse current is fixed and the small current value is set to 0. However, the present invention is not limited to this. For example, as shown in FIG. May be reduced stepwise, and as shown in FIG. 14B, the small current value may be set to an intermediate value between the large current value and 0 without being set to 0. Further, as shown in FIG. 14 (c), after applying the first large current value pulse and then applying the small current value pulse (0 in FIG. 14 (c)), the current value is proportional to time. Alternatively, any energization control may be performed as long as the valve seat 3 can be gradually cooled after the energization of the first large current value pulse is stopped.

【0063】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。
In order to improve the heat radiation to the upper electrode 24 of the valve seat 3, it is desirable to cool the water through the cooling water through the upper electrode 24. further,
As shown in FIG. 15, a cylindrical projection 31 facing the inner peripheral surface of the valve seat 3 is provided below the upper electrode 24, and is provided on the outer periphery of the projection 31 at substantially equal intervals in the circumferential direction. The cooling water in the upper electrode 24 may be sprayed onto the inner peripheral surface of the valve seat 3 from the plurality of nozzles 32, 32,. This effectively cools the central portion in the vertical direction of the valve seat 3 and can prevent the valve seat 3 from being overheated to the A1 transformation point or higher.

【0064】(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。
(Basic Embodiment 3) FIG. 16 shows a basic embodiment 3 of the present invention, in which the method of controlling the energization at the time of joining the valve seat 3 and the cylinder head body 2 is different from the above-mentioned basic embodiments 1 and 2. .

【0065】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。
That is, in this basic mode, the joining device 2
0 is a limit switch (not shown) as a seat position detecting means for detecting the position of the valve seat 3 in the height direction.
And the limit switch is operated at a joint position where the valve seat 3 is almost completely embedded in the cylinder head main body 2. Then, after the energization starts, when this limit switch operates,
The current is switched to a constant current value smaller than the initial current value (about 70 kA) at the start of energization. Then, the stop of the energization after the switching is performed in a time, and is stopped in 1.5 to 5 seconds from the start of the energization of the initial current value.

【0066】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。
A description will now be given of the behavior in the case where the energization control of switching the current value to a small current value in a state where the valve seat 3 is almost completely embedded in the cylinder head body 2 as described above.

【0067】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。
First, at the start of energization, as described in the basic embodiment 2, since the temperature of the valve seat 3 is much higher than that of the cylinder head body 2 made of an Al-based material, the coefficient of thermal expansion (linear expansion coefficient) is increased. Is smaller than the cylinder head body 2, but the thermal expansion amount is large. For this reason,
When energization is completely stopped in a state where the valve seat 3 is almost completely embedded in the cylinder head main body 2, since the contraction amount of the valve seat 3 is larger than that of the cylinder head main body 2, tensile thermal stress is generated in the valve seat 3. .

【0068】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。
Therefore, when the current is switched to a current value smaller than the initial current value and the energization is performed, the temperature of the valve seat 3 gradually decreases as in the basic embodiment 2. On the other hand, since the temperature of the cylinder head body 2 rises due to the heat from the valve seat 3, the temperature difference between the valve seat 3 and the cylinder head body 2 becomes smaller. If the current supply is stopped in this state, the difference in the amount of contraction becomes small, and the thermal stress generated in the valve seat 3 can be reduced.

【0069】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。
Therefore, in the basic mode 3, the valve seat 3 is switched to a current value smaller than the initial current value when the valve seat 3 is almost completely embedded in the cylinder head main body 2, so that the valve seat 3 and the cylinder head main body are switched. The difference in the amount of thermal expansion (shrinkage) caused by the difference between the heat capacity and the coefficient of thermal expansion of the second element can be reduced. Therefore,
The tensile thermal stress generated in the valve seat 3 can be reduced, and the occurrence of vertical cracks on the inner peripheral surface can be prevented.

【0070】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。
In the third embodiment, the current value after switching by the operation of the limit switch is fixed. However, the present invention is not limited to this. For example, as shown in FIG. As shown in FIG. 17B, after the limit switch is actuated, the large current value is smaller than the initial current value, as shown in FIG. Pulse current may be applied. Further, even with the same energization control method as in the basic mode 2, the same operation and effect can be obtained.

【0071】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。
In the third embodiment, the current value is switched by detecting the position of the valve seat 3 in the height direction by the limit switch. However, a position detecting means such as an optical sensor may be used. May be controlled instead of detecting the time. In this case, it is desirable to switch the current value within 0.25 to 1 second (more preferably, 0.25 to 0.5 second) from the start of energization. In this time, the valve seat 3 is almost completely connected to the cylinder head body 2. It will be switched in the state embedded in.

【0072】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。
Further, before joining the valve seat 3 to the cylinder head main body 2, the cylinder head main body 2 is
It is desirable to preheat to about ° C. By doing so, the temperature difference between them becomes even smaller, and the thermal stress can be kept low. As a result, the valve seat 3
Can reliably be prevented from occurring, and switching of the current value after operation of the limit switch can be made unnecessary. In order to preheat the cylinder head body 2 in this manner, the above-described joining device 20 may be used. That is, the upper and lower electrodes 24 and 25 of the joining device 20 are replaced with carbon electrodes, and the welding power source is turned on with the cylinder head body 2 sandwiched between the electrodes 24 and 25 to perform preheating. . At this time, since both electrodes 24 and 25 are made of carbon, self-heating is large and the cylinder head body 2 can be efficiently preheated. In this way, it is possible to cope with inlining.

【0073】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。
As shown in FIG. 18, an upper surface tapered portion 3 d whose height increases toward the inner peripheral surface is provided on the upper portion of the valve seat 3, while the valve seat 3 is provided on the lower portion of the upper electrode 24. A conical concave portion 34 into which the upper tapered portion 3d of the valve seat 3 substantially fits may be formed, and the pressure may be applied while the upper tapered portion 3d of the valve seat 3 is substantially fitted into the concave portion 34 of the upper electrode 24. . That is, when the pressure is applied in this manner, the pressing force acts also in the diameter reducing direction of the valve seat 3, so that even if the temperature of the valve seat 3 rises, the expansion can be prevented, and the cylinder head body 2 Is large, the difference in the amount of shrinkage is small. Therefore, even in this case, generation of a vertical crack in the valve seat 3 can be prevented.

【0074】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。
Further, as shown in FIG. 19, chamfered portions 3e, 3e are formed at corners of the inner peripheral surface, the upper surface, and the lower surface in order to reduce stress concentration on the inner peripheral surface of the valve seat 3. It is desirable.

【0075】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。
Further, since the inner peripheral surface side of the valve seat 3 is a part to be finally scraped off, only the part to be shaved can be sintered as an inexpensive material.

【0076】(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。
(Basic Mode 4) FIG. 20 shows a main part of a joining apparatus 20 according to a basic mode 4 of the present invention (note that the same parts as those in FIG. 7 are not described in detail, and only different points are described. This will be described), and the energization paths are different from those of the above-described basic modes 1 to 3.

【0077】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。
That is, in this basic mode, the joining device 2
0 has a lower electrode 25 as in the above basic embodiments 1 to 3, but this lower electrode 25 is not connected to the welding power source 26 and is used to press the valve seat 3 and the cylinder head body 2. Only used. And the upper electrode 2
4 comprises two first and second electrodes 24a, 24b,
This first electrode 24a is the same as the above-described basic embodiments 1 to 3. On the other hand, the second electrode 24b can be vertically moved independently by another pressure cylinder similar to the pressure cylinder 22 for vertically moving the first electrode 24a. Also,
Unlike the first electrode 24a, the second electrode 24b is made of carbon, and both electrodes 24a and 24b are connected to a welding power source 26, respectively.

【0078】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。
The first and second electrodes 24a and 24b are
In the same cylinder head body 2, it comes into contact with the upper surfaces of the unjoined valve seat 3 newly joined and the joined valve seat 3 joined previously, respectively. When the welding power source 26 is turned on, the current flows through the first electrode 24a, the unjoined valve seat 3, the cylinder head body 2, the already-joined valve seat 3, and the second electrode 24b in order.
It returns to the welding power source 26. Thus, the already-joined valve seat 3 serves as a return-side energization path when the unjoined valve seat 3 is joined.

【0079】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。
Therefore, in the basic embodiment 4, when the unjoined valve seat 3 is joined, the resistance heating value is small on the already-joined valve seat 3 side and the internal temperature of the already-joined valve seat 3 is similar to that of the unjoined valve seat 3. However, since the second electrode 24b made of carbon self-heats, even if the already-sealed valve seat 3 is hardened and hardened as described in the basic embodiment 2, In addition, tempering can be performed appropriately. Moreover, the tempered valve seat 3 can be tempered without increasing the number of steps in-line. Therefore, it is possible to effectively suppress the thermal effect of increasing the hardness of the valve seat 3 at the time of joining.

【0080】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。
In the basic mode 4, the second electrode 24b
Is made of carbon. However, since this is a material having the largest self-heating value, if the temperature of the joined valve seat 3 becomes too high, the second electrode 24b is made of, for example, iron or brass, and tempering is effective. What can be done can be selected.

【0081】(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。
(Fifth Embodiment) FIG. 21 shows a piston 41 of a diesel engine as a joining metal member according to a fifth embodiment of the present invention. Piston body 42
A wear-resistant ring 43 (first metal member) made of an Fe-based material is provided on the upper outer peripheral portion of the (second metal member).
The lip in the combustion chamber 42a provided at the upper center of
An e-based (for example, austenitic stainless steel) reinforcing member 44 (first metal member) is joined to each other.

【0082】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。
That is, conventionally, the piston body 42 is cast by casting the wear ring 43, but the piston body 4
2 is T6 heat treated to improve its strength,
Since the brittle intermetallic compound of Fe-Al is generated when the wear ring 43 is cast, it is impossible to perform the T6 heat treatment. However, in this basic mode, the piston body 42 is subjected to T6 heat treatment in advance, and the piston body 42
Can be joined to the wear ring 43. Even if the wear ring 43 is joined to the piston main body 42 and then subjected to T6 heat treatment, the heat resistance is good and Fe-Al is hardly generated, so there is no problem. Therefore, both the wear resistance and the strength of the piston 41 can be improved.

【0083】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。
On the other hand, the wall inside the combustion chamber 42a of the piston main body 42 has a problem that cracks tend to occur particularly at corners. However, in this basic mode, since the reinforcing member 44 is joined to the lip portion in the combustion chamber 42a, it is possible to prevent the occurrence of cracks in the wall portion in the combustion chamber 42a.

【0084】(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。
(Basic Embodiment 6) FIG. 22 shows a main part of an engine cylinder block 51 as a joining metal member according to a basic embodiment 6 of the present invention.
As in the first embodiment, a rib member 53 (first metal member) made of an Fe-based material is joined to an upper part of a water jacket 52a of a cylinder block body 52 (second metal member) made of an Al-based material. Be done. Reference numeral 54 denotes a cast iron liner fitted to the inner peripheral surface of the cylinder.

【0085】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。
That is, conventionally, the cylinder block 51
In order to improve the rigidity of the cylinder block 52, a rib is integrally formed on the upper portion of the water jacket portion using a sand core at the time of casting of the cylinder block body 52. However, this method requires a long cycle time at the time of casting. And there is a problem that productivity is poor. However, in this basic mode, the casting of the cylinder block body 52 is facilitated while the rib members 5 are formed.
3 can be joined to the upper part of the water jacket 52a of the cylinder block main body 52 in a short time, and the rigidity of the cylinder block can be improved. For this reason,
The deformation of the liner 54 on the inner peripheral surface of the cylinder can be prevented, and the performance of the engine such as LOC and NVH can be improved. Also, it can be made linerless.

【0086】(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。
(Embodiment) An embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. In this embodiment,
A description will be given of a case where the cylinder head body 2 and the valve seat 3 are joined as in the above-described basic embodiments 1 to 4. However, as in the above-described basic embodiments 5 and 6, the piston body 42 and the wear ring 4 are connected.
The present invention can be similarly applied to the case where the third member 3 is joined or the case where the cylinder block body 52 and the rib member 53 are joined.

【0087】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。
In this embodiment, first, the material of the valve seat 3 is different from the above-mentioned basic form. That is, the valve seat 3 is a sintered material obtained by sintering an Fe-based powder raw material in which Cu as a high electrical conductivity element is substantially uniformly dispersed throughout, and has an internal In the hole of C
The joining is performed without infiltrating the u-based material. The valve seat 3 is immersed in a brazing material bath 14 to form a diffusion bonding layer 5 and a brazing material layer 7 between the brazing material and the valve seat 3 on the surface of the valve seat 3 by applying ultrasonic vibration. After that, the upper part of the valve seat 3 (the contact part of the upper electrode 24)
Is removed by cutting or the like in advance before the upper electrode 24 is brought into contact. In addition, not only the brazing material layer 7 but also the diffusion bonding layer 5 may be removed above the valve seat 3.

【0088】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。
Secondly, the difference from the above basic form is the taper angle of the joint surface 2a of the cylinder head body 2 before the valve seat 3 is joined, which is about 0.79 rad (45 °).
Instead, the same as the taper angle θ1 of the first joint surface 3a of the valve seat 3 with the cylinder head main body 2 is about 0.5.
It is set to 2 rad (30 °). That is, in the above-described basic form, while the valve seat 3 and the cylinder head body 2 are in line contact with each other in advance and the energization and pressurization are performed to make surface contact from the middle of the joining, the valve seat 3 The energization and pressurization are performed in a state where the 1 joining surface 3a and the joining surface 2a of the cylinder head body 2 are in surface contact. Here, the term “surface contact” means that the contact area is 40 to 200 mm 2 (preferably 40 to 100 mm 2 ).
It means that.

【0089】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)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36
b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3
6a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36
c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0.1m
m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。
Third, the structure of the upper electrode 24 of the joining device 20 is different. The upper electrode 24 is composed of an electrode body 35 and a substantially cylindrical electrode tip 36 attached to the tip of the electrode body 35 by screwing. It consists of At the center of the lower surface of the electrode chip 36, a protruding portion 36a projecting from the lower surface of the electrode chip 36 (the surface in contact with the valve seat 3) to the valve seat 3 side is formed. This protrusion 36a
Is a tapered side peripheral surface 36 that can be substantially fitted to the inner peripheral surface portion of the valve seat 3 and has a diameter that gradually decreases toward the distal end.
It is formed in a substantially cylindrical shape having b. When the lower surface of the electrode tip 36 is in contact with the valve seat 3, the protrusion 36 a is formed on the inner peripheral surface of the valve seat 3 (side surface along the pressing direction) on the entire peripheral surface 36 b of the protrusion 36 a. ). This protrusion 3
When the valve seat 3 is pressurized on the lower surface of the electrode chip 36 at a position (base end) having substantially the same height as the contact surface with the valve seat 3 over the entire side peripheral surface 36b of 6a. A positioning portion 36c that regulates movement in the horizontal direction (direction substantially perpendicular to the pressing direction) is set. Positioning portion 36 on side peripheral surface 36b of protrusion 36a
The amount of gap between c and the inner peripheral surface of the valve seat 3 is such that the valve seat 3 may move in a substantially horizontal direction (for example, 0.1 m).
m), the gap between the portion of the side peripheral surface 36b of the protruding portion 36a other than the positioning portion 36c and the inner peripheral surface of the valve seat 3 is such that the inner peripheral surface of the valve seat 3 is inwardly pressurized. The deformation is set to such a degree that the deformation is hardly restrained even if it is deformed to the side where the inner peripheral surface portion diameter becomes smaller.

【0090】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。
The electrode tip 36 of the upper electrode 24
Inside, a cooling passage 37 through which cooling water (cooling medium) for cooling the inside of the upper electrode 24 flows is formed so as to extend in the vertical direction. The upper end of the cooling passage 37 is connected to the lower end of a cooling passage (not shown) provided in the electrode body 35 so as to extend in the vertical direction. An inlet is provided. on the other hand,
At the lower end of the cooling passage 37 of the electrode tip 36, an outlet 37a for cooling water that opens to the side of the electrode tip 36 is provided. That is, an inlet of the cooling water is provided on the side of the upper electrode 24 opposite to the contact portion with the valve seat 3, and an outlet 37 a of the cooling water is provided on the side of the contact portion with the valve seat 3. The cooling water is flowed in one direction from the outlet 37a to the upper electrode 24 (particularly, the electrode tip 36 having a high temperature).
The power is supplied while cooling. The outlet 37a has a discharge pipe 38 for discharging the cooling water.
Are connected by screwing.

【0091】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。
Therefore, in the above-described embodiment, the material of the valve seat 3 is a sintered material obtained by sintering an Fe-based powder material in which Cu as a high electric conductivity element is dispersed, and the pores in the sintered material are formed. Since the joining is performed without infiltrating the Cu-based material, the resistance value of the valve seat 3 is made substantially the same as that in which the Cu-based material is infiltrated by the Cu dispersed in advance even if the holes exist. It can be kept low. For this reason, similarly to the above-described basic mode, it is possible to suppress the internal heat generation at the time of energization and to perform the joining satisfactorily. On the other hand, since the thermal conductivity is lower than that of the infiltrated hole due to the heat insulating effect of the pores, the heat release of the valve seat 3 is appropriately suppressed during the operation of the engine, and an oxide film is formed. Can be improved in abrasion resistance.

【0092】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。
Since the thermal conductivity of the valve seat 3 is low as described above, if the energization and the pressurization are performed in a state where the valve seats are brought into line contact in advance as in the above-described basic form, each of the joining surfaces 2a, 2a, The amount of heat generated at 3a and 3b becomes considerably large, and the valve seat 3 is easily overheated. Moreover,
Since the strength is relatively small due to the presence of the holes, the first and second joint surfaces 3a and 3b of the valve seat 3 are easily deformed. For this reason, the plastic flow in the joint surface 2a of the cylinder head main body 2 is not sufficient, and the effect of breaking the oxide film cannot be sufficiently obtained. However, in this embodiment,
Since the first joint surface 3a of the valve seat 3 and the joint surface 2a of the cylinder head body 2 are brought into contact with each other in advance in a state where they are in surface contact with each other, the respective joint surfaces 2a, 3a,
Overheating can be prevented by setting the heat value in 3b to an appropriate value. Accordingly, it is possible to prevent the valve seat 3 from being excessively hardened even when the valve seat 3 is rapidly cooled due to the stop of the energization, and the first and second joint surfaces 3a, 3 of the valve seat 3.
The deformation of b can be prevented, and the joining can be performed more favorably.

【0093】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。
Further, a predetermined gap is provided between the lower surface of the electrode chip 36 of the upper electrode 24 and the entire inner peripheral surface of the valve seat 3 when the lower surface of the electrode chip 36 is in contact with the valve seat 3. A substantially cylindrical protruding portion 36a is formed, and a positioning portion 36c set on the entire circumference of the base end portion of the side peripheral surface 36b of the protruding portion 36a restricts the movement of the valve seat 3 in a substantially horizontal direction during pressurization. Therefore, by setting the gap amount to an appropriate value, even if the inner peripheral surface portion of the valve seat 3 is deformed inward during pressurization, it is possible to reliably restrict the movement of the valve seat 3 in almost all directions in the horizontal direction. In addition, almost no force acts on the valve seat 3 in the radially increasing direction. For this reason, the valve seat 3 does not crack, and the surface of the protruding portion 36a does not rub against the valve seat 3 when the upper electrode 24 is separated from the valve seat 3 after joining. The protrusion 36a
Is formed in a tapered shape whose diameter decreases toward the tip of the protruding portion 36a, so that the protruding portion 36a can be more smoothly removed from the inner peripheral surface portion of the valve seat 3. Therefore, the valve seat 3 can be favorably positioned with respect to the cylinder head main body 2 while preventing the occurrence of cracks in the valve seat 3 and a reduction in the life of the upper electrode 24.

【0094】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(バルブ
シート3との当接部に略沿った方向のスペース)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。
Further, an inlet for cooling water is provided on the side of the upper electrode 24 opposite to the contact portion with the valve seat 3, and an outlet 37a for cooling water is provided on the side of contact with the valve seat 3, respectively. Since the cooling water flows in one direction from the inflow port to the outflow port 37a to cool the upper electrode 24, there is no need for a space in which the cooling water is reciprocated up and down as in the related art. Even if the diameter of the electrode tip 36 (space in a direction substantially along the contact portion with the valve seat 3) is small, a sufficient amount of cooling water can flow smoothly without stagnation. Therefore, the upper electrode 24 can be reliably cooled by a simple method, and the softening of the upper electrode 24 can be suppressed and the life can be improved.

【0095】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。
Further, since the brazing material layer 7 at the contact portion of the upper electrode 24 of the valve seat 3 is removed in advance before the upper electrode 24 is brought into contact with the upper electrode 24, the brazing material layer 7 is provided below the electrode chip 36 of the upper electrode 24 at the time of energization. The generation of brittle brass, which is an alloy of the Cu component of the chip 36 and the Zn component of the brazing material, can be prevented, and this also improves the life of the upper electrode 24.

【0096】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。
In the above-described embodiment, Cu is uniformly dispersed throughout the valve seat 3. However, the proportion of Cu in the portion of the valve seat 3 opposite to the cylinder head body 2 is changed from that of the cylinder head body 2 side portion. The electric conductivity of the part opposite to the cylinder head main body 2 may be made higher than that of the cylinder head main body 2. That is,
For example, preliminarily sintered with different materials,
The sintering may be performed by bringing them into contact. By doing so, the amount of heat generated inside the valve seat 3 is kept small,
The heat value at each of the joint surfaces 2a, 3a, 3b can be adjusted to an appropriate value, and the valve seat 3 can be adjusted.
The vicinity of the first and second joint surfaces 3a, 3b can be made of a material having high strength and good wear resistance. For this reason, the first and second joint surfaces 3a, 3b of the valve seat 3
Can be more effectively prevented from being deformed due to overheating at the time of joining, and a valve contact surface portion 3c formed by shaving off a portion opposite to the cylinder head main body 2 and finally being formed
Is made of a material having high strength and good wear resistance. The high electric conductivity element dispersed in the powder material before sintering is not limited to Cu, but Ag having higher electric conductivity than Cu or an element having an electric resistivity of 3 × 10 −8 Ω · m or less is used as the powder material. May be dispersed and sintered. In this case, the thermal conductivity of the element is desirably 2 J / cm · s · K or more.

【0097】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。
Further, in the above-described embodiment, energization and pressurization are performed in a state where the first joint surface 3a of the valve seat 3 and the joint surface 2a of the cylinder head body 2 are brought into surface contact in advance. As shown in FIG. 2, the second joint surface 3b of the valve seat 3 and the joint surface 2a of the cylinder head body 2
May be brought into surface contact. As shown in FIGS. 25 and 26, a third joint surface 3f is formed between the first joint surface 3a and the second joint surface 3b of the valve seat 3, and the third joint surface 3f is connected to the cylinder head. The joint surface portion 2a of the body 2 may be brought into surface contact (FIG. 25), and the second joint surface portion 3b of the valve seat 3 on which the third joint surface portion 3f is formed and the joint surface portion 2a of the cylinder head body 2 are brought into contact. (FIG. 2
6). The surface contact is made in advance in such a case that the valve seat 3 is made of a sintered material obtained by sintering an Fe-based powder raw material in which a high electric conductivity element such as Cu is dispersed as in the above embodiment. The sintered material (Cu) obtained by sintering a powder material consisting only of conventionally used non-high electric conductivity elements (elements having an electric resistivity of more than 3 × 10 −8 Ω · m) which is conventionally used (Which does not infiltrate the base material or the like). Further, a material composed of only the non-high electric conductivity element other than the sintered material may be used. Even in such a case,
Overheating of the entire valve seat 3 can be suppressed as much as possible.

【0098】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。
Further, in the above embodiment, the upper electrode 24
The cooling water inlet is provided on the side opposite to the contact portion with the valve seat 3 and the contact portion side (electrode chip 3) with the valve seat 3
The cooling water outlet 37a is provided in 6), respectively.
The positional relationship between the inlet and the outlet 37a may be reversed. Then, as shown in FIG. 27, in order to further enhance the cooling effect of the electrode tip 37 of the upper electrode 24, an auxiliary flow different from the inflow port is provided on the side opposite to the outflow port 37a with respect to the center of the electrode tip 37. An inlet 37b may be provided. Here, in FIG. 27, reference numeral 39 denotes a cooling water supply pipe connected to the auxiliary inlet 37b by screwing. further,
As for the lower electrode 25, similarly to the upper electrode 24,
The lower electrode 25 may be cooled by flowing cooling water in one direction.

【0099】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。
Further, the method of positioning the valve seat 3 in the substantially horizontal direction in the above embodiment is not limited to the case where the brazing material of the brazing material layer 7 is melted by resistance heat generated by energization.
As described at the end of the basic mode, the present invention can be applied to the case where the brazing material is melted by local heating such as high-frequency heating.

【0100】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。
In the above embodiment, the case where the valve seat 3 and the cylinder head main body 2 are joined in the liquid phase diffusion state via the diffusion joining layer 5 and the molten reaction layer 6 has been described. Except that the brazing material layer 7 at the contact portion of the upper electrode 24 is removed in advance, as in the case of joining by a conventional resistance welding or solid-phase diffusion joining method, heat generation and pressurization due to energization between both metal members are performed. In any case, the same operation and effect as those of the above embodiment can be obtained as long as the bonding method is used. Regarding the point that the brazing material layer 7 is removed in advance, the valve sheet 3 is immersed in the brazing material bath 14 in advance to form the brazing material layer 7 on the surface of the valve sheet 3 via the diffusion bonding layer 5. In addition, any method may be used as long as the valve seat 3 and the cylinder head body 2 are joined by heat and pressure generated by energization between the two metal members.

【0101】[0101]

【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。
Next, a specific embodiment will be described. However, first, a basic example corresponding to the above-described basic mode will be described, and then an example corresponding to the above-described embodiment will be described.

【0102】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。
First, as shown in FIG. 28, a test piece 61 was cast from an Al alloy casting (AC4D specified in JIS H5202) as a second metal member. Then, the test piece 61 was subjected to a T6 heat treatment.

【0103】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)。
Subsequently, as shown in Table 1, the brazing material coating method, the sheet shape, and the taper angle θ of the first joint surface portion
1 were made different to produce five types of Fe-based valve seats (Basic Examples 1 to 5).

【0104】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。
[0104] In Table 1, "Friction" in the column of brazing material coating method refers to a method of coating by rubbing the brazing material when forming a diffusion bonding layer and a brazing material layer on the surface of the valve seat. That is. On the other hand, “ultrasonic waves” refers to a method of coating a brazing material by ultrasonic plating, as described in the first embodiment. Further, “thin” in the column of the seat shape means that the valve seat has a shape close to the final shape and is thin, as shown in FIG.
On the other hand, “thick” means that the shape is the same as that of the basic form and the thickness is large, as shown in FIG.

【0105】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。
The valve seat used was a sintered material obtained by sintering a powder raw material in which each element shown in Table 2 (excluding Cu) was dispersed. In Table 2, the numerical values are% by weight, and TC means the total carbon amount (total amount of free carbon (graphite) and carbon of cementite). The Cu ratio of each valve seat is a value after infiltrating a Cu-based material as described later, and contains no Cu before infiltration.

【0106】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。
Also, the brazing filler metal contains 95% by weight of Zn component, 4.95% by weight of Al component and 0.05% by weight of M
What consisted of g component (Zn-Al eutectic alloy) was used.

【0107】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。
Further, the interior of each valve seat was infiltrated with a Cu-based material, and the surface was plated with Cu.

【0108】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。
Each of the valve seats of Basic Examples 1 to 5 was joined to the test piece 61 by a joining apparatus in the same manner as in Basic Embodiment 1. The pressure and current value at the time of this joining were set to the values shown in Table 1. In addition, about a current value,
Since the contact resistance between the valve seat and the test piece 61 changes due to a change in the applied pressure and the like, the embedment depth of the valve seat changes, so that the embedment depth is set to be substantially the same.

【0109】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)。
For comparison, a thick-walled shape and θ1
= 0.52 rad (30 °) valve seat (C on the surface
u-plated), the applied pressure and the current value were 2
Solid phase diffusion bonding (pressure welding) was performed at 9420N (3000 kgf) and 70 kA (conventional example).

【0110】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。
Next, the bonding strength of the valve seats of the above-mentioned basic examples 1 to 5 and the conventional example was measured. That is, as shown in FIG. 31, the test piece 61 is placed on the upper surface of the jig base 63 such that the side where the valve seat 62 is joined is on the lower side, and at this time, the valve seat 62 contacts the jig base 63. To prevent this, the jig table 63 is positioned above a through hole 63a provided substantially at the center of the jig table 63. Then, a cylindrical pressing jig 64 is inserted from above the through hole 61 a of the test piece 61 to push the valve seat 62, and a pulling load when the valve seat 62 comes off from the test piece 61 is measured. This removal load corresponds to the joining strength.

【0111】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。
FIG. 32 shows the results of the above-mentioned pulling load measurement test. As a result, by comparing the basic example 1 and the basic example 2, the case where the diffusion bonding layer and the brazing material layer are formed on the surface portion of the valve seat by the ultrasonic plating is performed by rubbing the brazing material. It can be seen that the bonding strength is improved as compared with the method. This is because the diffusion bonding layer remained on the surface of the valve seat after the test in Basic Example 2 as described later (see FIG. 35), whereas in Basic Example 1, the brazing material layer and the diffusion bonding layer Since almost no trace was observed, it can be assumed that the diffusion bonding layer was not completely formed in Basic Example 1.

【0112】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。
Here, a micrograph (approximately 180 times magnification) of the valve seat surface immediately after the ultrasonic plating in the above basic example 2 is shown in FIG. 33, and the joint surface between the valve seat and the test piece 61 after joining is shown in FIG. Micrograph (approximately 3 magnifications)
FIG. 34 shows a microphotograph (approximately 360 times) of the surface of the valve seat after the pulling load measurement test.
5 respectively. In FIG. 33, the upper side is a valve seat, and the lower side is formed with a brazing material layer via a thin diffusion bonding layer instead of a Cu plating layer. In addition, it turns out that the hole which infiltrated the Cu-based material exists inside the valve seat. In FIG. 34, there is no gap between the upper valve seat and the lower test piece 61, and the diffusion bonding layer and the molten reaction layer are clearly present. Further, in FIG. 35, it can be seen that a thin diffusion bonding layer remains on the surface portion (lower surface portion) of the valve seat.

【0113】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。
By comparing the basic example 2 and the basic example 3, it can be seen that a thicker valve seat has a larger pulling load than a thinner valve seat. This is basic example 2
Can be presumed to be due to the fact that the actual pressing force acting on the joint surface has decreased due to the deformation since the corners and the like of the valve seat are deformed.

【0114】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。
By comparing the basic examples 3 and 4, the basic example 4 in which the taper angle θ1 of the first joint surface portion is large has the oxide film destruction effect as described in the basic embodiment 1. It can be seen that the effect is excellent and the bonding strength increases.

【0115】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。
Further, when the basic examples 4 and 5 are compared, it is found that the basic example 5 in which the pressing force is larger has a higher bonding strength. Moreover, the pressing force is 29420N (3000
It can be seen that by setting the weight to kgf), the joining strength is remarkably improved as compared with the conventional example.

【0116】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。
FIG. 36 shows an electron micrograph (magnification: about 10,000 times) of the joint surface of the valve seat and the test piece 61 after the joining in the above basic example 5. In this photograph, the left side is a valve seat (including a portion that looks white), and the right side is a test piece 61. The gray portions between them are the diffusion bonding layer and the molten reaction layer. It can be seen that the thickness of both layers is about 1 μm. still,
When the elements in both layers were analyzed, Fe, Zn and Al were respectively detected.

【0117】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。
In order to investigate the influence of the pressing force in more detail, the pressing force was set to 9807 N (1000 kgf) while the brazing material coating method, the sheet shape, and the taper angle θ1 of the first joint surface were the same as those in the above basic examples 4 and 5. , 147
10N (1500kgf) and 29420N (3000
kgf) and set the valve seat to the test piece 61.
And the extraction load was measured in the same manner as in the initial extraction load measurement test.

【0118】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。
When the pressing force is 9807 N (1000 kg
The hardness of the test piece 61 after bonding was measured for the test piece f) and that for 29420N (3000 kgf). In the measurement of the hardness, the valve seat is moved from the corner between the first joint surface and the second joint surface of the valve seat (point = 0 from the joint surface in FIG. 38) toward the outer peripheral side of the test piece 61. This was performed at predetermined intervals along a direction inclined by about 0.79 rad (45 °) to the side opposite to the joined side.

【0119】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。
FIG. 37 shows the results of the above-mentioned pulling load measurement test.
FIG. 38 shows the results of the hardness measurement test. From this, it is understood that the higher the pressing force, the higher the bonding strength, and the higher the pressing force, the higher the hardness of the test piece 61 near the bonding surface. This is because the higher the applied pressure, the lower the contact resistance and the smaller the calorific value, so that the softening of the test piece 61 is suppressed. When the softening is suppressed, the plastic flow is reliably performed and the oxide film is formed. This is because the effect of the destruction of the brazing material increases and the brazing material is reliably discharged.

【0120】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。
Next, in order to examine the effect of the pulse current, the valve seat was joined to the test piece 61 by performing the pulse current. The large current value and the small current value of this pulse conduction were set to 70 kA and 0, respectively. The energizing time of the large current value pulse was 0.5 seconds, and the energizing time of the small current value pulse was 0.1 seconds. Furthermore, the pulse number of the large current value is 6
Pulsed. On the other hand, for comparison, continuous energization (60 k
The valve seat was joined to the test piece 61 by applying a current of A for 2 seconds). The pressure was 29420N for both
(3000 kgf).

【0121】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。
[0120] The hardness before and after bonding at the upper and lower ends (A) and the center (B) of the valve seat before and after bonding, and the test piece 61, respectively, were bonded by pulse current application and continuous current application. In the direction inclined about 0.79 rad (45 °) from the corner between the first joint surface and the second joint surface of the valve seat toward the outer peripheral side of the test piece 61 toward the side opposite to the side where the valve seat is joined. The hardness and the punching load were measured for each predetermined distance along.

【0122】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。
FIG. 39 shows the results of the hardness measurement test before and after the joining. As a result, in the case of joining by continuous energization, the hardness of the central portion (part B) in the vertical direction becomes particularly high after joining, whereas in the case of joining by pulse energization, burning does not occur due to slow cooling. It can be seen that the hardness hardly increased.

【0123】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。
FIG. 40 shows the results of a hardness measurement test based on the distance from the joint surface. As a result, it can be seen that the hardness of the test piece 61 is reduced by receiving heat from the valve seat in the case of joining by pulsed electric current.

【0124】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。
FIG. 41 shows the results of measurement of the unloading load. From the above, it is possible to reduce the temperature difference between the valve seat and the test piece 61 by radiating the heat to the test piece 61 while suppressing the increase in hardness by performing the slow cooling inside the valve seat by the pulse current, and reducing the shrinkage amount. Can be reduced, and the bonding strength can be improved.

【0125】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)。
Subsequently, in order to examine how the valve seat is embedded in the test piece 61 in the pulsed energization, the embedded amount y is determined according to the time from the start of pressurization.
(See FIG. 42). At this time, the large current value of the pulse current was set to 68 kA, and the small current value was set to 0. Also, the energizing time (H) of the large current value pulse, the energizing time (C) of the small current value pulse, and the number of large current value pulses (N) are variable, and are 0.5 seconds and 0.1 seconds, respectively, under basic conditions. And 6 pulses. Then, a test was performed by changing only one of these basic conditions (see FIG. 43 for the changed conditions).

【0126】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。
FIG. 43 shows the results of the embedding amount measurement test. From this, it can be seen that the embedding was almost completed by the first energization of the large current value pulse, and the embedding did not progress in the energization performed later. In addition, the embedding amount hardly changes within the range of the setting conditions of this test. However, when the energizing time of the large current value pulse is as long as 1 second, the embedding amount is slightly larger than at the time of energizing the first large current value pulse than in other cases, and when the number of pulses is as large as 9 pulses, It can be seen that the test piece 61 softens from the middle and the embedding proceeds. Therefore, the condition that the valve seat can be embedded in the first energization of the large current value pulse, and the condition that the slow cooling inside the valve seat and the heat radiation to the cylinder head body can be performed in the energization of the second and subsequent large current value pulses, respectively. Just set it.

【0127】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。
Next, the valve seat is made of a sintered forged material,
This was joined to the test piece 61 by applying a pulse current at a pressing force of 29420 N (3000 kgf). At this time, the large current value of the pulse current was set to 60 kA, and the small current value was set to 0.
Also, the energizing time of the large current value pulse, the energizing time of the small current value pulse, and the number of the large current value pulse are each 0.5 seconds,
0.1 seconds and 4 pulses. In addition, for comparison, Cu
A valve seat made of a sintered material infiltrated with a system material was similarly joined to the test piece 61. However, the large current value of the pulse current was 53 kA. The outer circumference of the test piece 61 is determined from the corner between the first joint surface and the second joint surface of the valve seat in the test piece 61 for the case where the valve seat is a sintered forged material and the case where the valve sheet is a sintered material infiltrated. About 0.79 rad (45 °) on the side opposite to the side where the valve seat is joined toward the side
The hardness was measured at a predetermined distance along the inclined direction.

【0128】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。
FIG. 44 shows the result. From this,
It can be seen that the infiltrated sintered material has lower hardness inside the test piece 61. This is because the heat generation inside the valve seat was suppressed by the infiltration of the Cu-based material and the heat generation was effectively performed at the joint surface portion, so that the test piece 61 was softened. However, even if the valve seat is a sintered forged material, the joining is performed well. This can be seen from the micrograph (about 50 times magnification in FIG. 45, FIG.
6, the magnification is about 400 times). This is because the holes inside the valve seat are crushed by forging and have the same effect as infiltration.

【0129】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。
Next, an example corresponding to the above embodiment will be described. First, a valve seat was manufactured by sintering an Fe-based powder material in which Cu was dispersed substantially uniformly throughout (Example 1). . For comparison, a sintered forged material (Comparative Example 1) and a sintered material obtained by sintering a powder material consisting of only a non-high-conductivity element with a Cu-based material infiltrated into it. (Comparative Examples 2 to 4) were produced. Table 3 shows the component ratios of these Examples and Comparative Examples 1 to 4. Incidentally, the Cu ratios of Comparative Examples 2 to 4 were the same as those shown in Table 2,
This is a value after infiltration of the system material, and contains no Cu before infiltration. Further, the Cu ratio in the example is approximately the same as the Cu ratio after infiltration in Comparative Examples 2 to 4.

【0130】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。
FIG. 47 shows the shapes of the valve seats of Example 1 and Comparative Examples 1-4. Further, a valve seat made of a sintered material having the same components as in the above-mentioned Example 1 and having only a different shape was produced (Example 2). FIG. 48 shows the shape of the second embodiment. That is, the valve seat of the second embodiment has the third joint surface between the first joint surface and the second joint surface in the same manner as that shown in FIGS. 25 and 26.

【0131】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。
On the other hand, as shown in FIG.
A test piece 71 made of the same material as that of No. 1 was produced. The test piece 71 has a chamfered portion 71b above the through hole 71a, like the test piece 61, and the chamfered portion 71b becomes a joint surface portion before joining with the valve seat. And
The taper angle α of the chamfer 71b is about 0.52 rad.
(30 °), about 0.79 rad (45 °), about 1.04
rad (60 °) and about 1.31 rad (75 °)
Type.

【0132】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。
The thermal conductivity and density of Example 1 and Comparative Examples 1 to 4 were measured. The results are also shown in Table 3. From this, it can be seen that the density of Example 1 is lower than those of Comparative Examples 1 to 4. That is, it has holes. On the other hand, although the thermal conductivity is higher than that of Comparative Example 1, it can be seen that the thermal conductivity is lower than that of the infiltration materials of Comparative Examples 2 to 4 due to the heat insulating effect of the holes.

【0133】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。
Further, Example 1 and Comparative Examples 1, 2, 4
For each sample, the change in hardness with temperature was examined. The result of the hardness measurement test is shown in FIG. As a result, the hardness of the valve seat of Example 1 was the same as that of the sintered forged material of Comparative Example 1 or Comparative Example 2
It can be seen that it is slightly smaller than the infiltration material of No. 4 and therefore easily deformed by the pressing force at the time of joining.

【0134】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。
The valve seats of Example 1 and Comparative Examples 1 to 4 have a taper angle α of about 0.79 rad (45
°). That is, energization and pressurization were performed in a state where each valve seat and the test piece 71 were in line contact with each other in advance. Thereafter, the unloading load of the joined pieces was measured.

【0135】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。
FIG. 51 shows the results of the pulling load measurement test. From this, the bonding strength of Example 1 is comparative example 2
It can be seen that, although smaller than the infiltrated material of No. 4, the same level as that of the sintered forged material of Comparative Example 1 was maintained.

【0136】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。
Here, a micrograph (approximately 50 times magnification) of the inside of the valve seat after bonding in Example 1 is shown in FIG.
Shown in As a result, the holes remain after the joining, and the heat insulating effect can be maintained to suppress the heat shrinkage more than the infiltration material.

【0137】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。
Subsequently, the effect of energization and pressurization in a state of surface contact in advance was examined. That is, the first embodiment
The taper angle α is about 0.52 rad (30
°). At this time, the first joint surface of the valve seat and the joint surface 71a of the test piece 71 are brought into a state in which they are brought into surface contact (contact area: 40 to 200 mm 2 ) in advance. Further, the valve seat of Example 2 was joined to a test piece 71 having a taper angle α of about 1.04 rad (60 °). At this time, the valve seat and the joint surface portion 71a of the test piece 71 are brought into line contact in advance. Furthermore, the taper angle α of the valve seat of the second embodiment is about 1.31 rad (75 °).
Was bonded to the test piece 71. At this time, the second contact surface portion of the valve seat and the joint surface portion 71a of the test piece 71 are brought into a state of surface contact (contact area: 40 to 200 mm 2 ) in advance.

【0138】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。
[0138] Then, the unloading load of the joined parts is
Approximately vertical center of each valve seat after bonding (hardened layer)
The hardness of the test piece 71 and the valve from the corner of the first joint surface portion and the second joint surface portion of the valve seat (the center of the third joint surface portion in Example 2) toward the outer peripheral side of the test piece 71 About 0.79 rad on the side opposite to the side where the sheets are joined
(45 °) The hardness was measured for each predetermined distance along the inclined direction. FIG. 53 (also shows the case of the line contact of Example 1 already measured) showing the result of the pulling load measurement test, and FIG. 54 shows the result of the valve seat hardness measurement test. The results of the measurement test are shown in FIG. Thus, when current is applied and pressurized in a state where the test pieces are in line contact with each other in advance, the amount of heat generated at the joint surface becomes too large, and a part of the heat reaches the inside of the test piece 71 and
, While the remaining heat reaches the inside of the valve seat, and the hardness inside the valve seat increases due to rapid cooling caused by the stop of energization. On the other hand, when current is applied and pressurized in a state where the surfaces are brought into contact with each other in advance, the amount of heat generated at the joint surface is suppressed, and an increase in hardness can be suppressed, and
The joining strength can be improved.

【0139】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。
Here, in order to examine how the valve seat is deformed after bonding in the case of surface contact in Example 2 above, the bonded product was cut vertically and the cross section was observed with a microscope. did. The micrograph is shown in FIG.
6 is shown. For comparison, FIG. 57 shows a cross-sectional micrograph after bonding in the case of line contact in Example 2 above. Furthermore, it does not have the chamfered portion 71b (the through-hole 71
A micrograph of a cross-section after bonding is obtained when the valve seat of Example 2 is bonded to a test piece 71 (a extends to the upper surface with the same diameter) (that is, in this case, a line contact is also made in advance). As shown in FIG. The magnification of each of these photographs is 10 times. From this, the third joint surface portion of the valve seat is largely deformed inward when it is brought into line contact in advance, whereas the amount of heat generated at the joint surface portion is suppressed when it comes into surface contact in advance, It can be seen that there is almost no deformation at the joint surface of the valve seat, even though it is easier to deform than the infiltration material. From these photographs, it can be seen that the inner peripheral surface of each valve seat is greatly deformed inward. However, since the valve seat was positioned as in the above embodiment, the positioning could be performed well without causing cracks in the valve seat or damaging the upper electrode.

【0140】[0140]

【発明の効果】以上説明したように、請求項1又は9の
発明によると、第1の金属部材と第2の金属部材とを、
電極を用いた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、電極において第1の金
属部材又は第2の金属部材との当接部側及び該当接部と
反対側の一方に該電極の内部を冷却する冷却媒体の流入
口を設け、かつ他方に該冷却媒体の流出口を設けてお
き、この流入口から流出口に上記冷却媒体を一方向に流
しながら通電を行うようにしたことにより、簡単な方法
で電極の寿命の向上化を図ることができる。
As described above, according to the first or ninth aspect of the present invention, the first metal member and the second metal member are
As a joining method of joining the two metal members using heat and pressure caused by energization between the two metal members using an electrode, a contact portion side of the electrode with the first metal member or the second metal member and a side opposite to the contact portion An inlet for a cooling medium for cooling the inside of the electrode is provided on one side, and an outlet for the cooling medium is provided on the other side, and current is supplied while flowing the cooling medium in one direction from the inlet to the outlet. By doing so, the life of the electrode can be improved by a simple method.

【0141】請求項2又は10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。
According to the second or tenth aspect of the present invention, the first metal member and the second metal member are previously provided on the joint surface of the first metal member.
The brazing material layer is formed via a diffusion layer of a brazing material having a lower melting point than that of the metal member and having a eutectic composition with the second metal member and the first metal member, and A diffusion layer of the brazing material and the second metal member is formed by heating and pressing the metal member and the second metal member to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material due to energization between the two metal members. By joining the molten brazing material in the liquid phase diffusion state through the two diffusion layers while discharging the molten brazing material from between the joining surfaces of the two metal members, the joining strength of the two metal members is reliably improved. be able to.

【0142】請求項3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2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。
According to the third aspect of the present invention, the first metal member is made of an Fe-based material, and the second metal member is made of an Al-based material.
By using a Zn-based material as the brazing material, an optimum combination of materials can be obtained for the joining method according to the second aspect of the present invention.

【0143】請求項4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る。
According to the fourth aspect of the present invention, the surface of the first metal member in the brazing material bath is coated with the brazing material by applying ultrasonic vibration, so that the first metal member and the brazing material layer are coated. By forming the diffusion layer between the brazing material and the first metal member, it is possible to reliably form the diffusion layer between the brazing material and the first metal member by a simple method.

【0144】請求項5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と共に、電極寿命の
さらなる向上化を図ることができる。
According to the fifth aspect of the present invention, the first metal member is made of a sintered material, and the high electric conductivity material is infiltrated and infiltrated into the inside of the first metal member, so that the joining strength is reduced. The electrode life can be effectively improved, and the life of the electrode can be further improved.

【0145】請求項6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、請求項5の発明の作用効
果に加えて、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。
According to the sixth aspect of the present invention, the first metal member is a sintered material obtained by sintering a powder material in which a high electric conductivity element is dispersed. In addition to the effect, it is possible to reduce the manufacturing cost and to improve the wear resistance of the first metal member when used at a high temperature.

【0146】請求項7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。
According to the seventh aspect of the present invention, since the high electric conductivity element is Cu, the resistance value inside the first metal member can be effectively reduced at low cost.

【0147】請求項8又は11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、両金属部材の接合強度のより一層の向上化を図るこ
とができる。
According to the eighth or eleventh aspect of the present invention, the first metal member and the second metal member are joined by plastically flowing the joint surface of the second metal member. The joint strength of the members can be further improved.

【図面の簡単な説明】[Brief description of the drawings]

【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。
FIG. 1 is a cross-sectional view showing a main part of an engine cylinder head as a joining metal member manufactured by a joining device according to a first embodiment of the present invention.

【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。
FIG. 2 is a cross-sectional view schematically illustrating a joined state of a valve seat and a cylinder head main body.

【図3】バルブシートの接合前の形状を示す断面図であ
る。
FIG. 3 is a sectional view showing a shape of a valve seat before joining.

【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。
FIG. 4 is an explanatory view showing a procedure for joining a valve seat to a cylinder head body.

【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。
FIG. 5 is an explanatory view schematically showing a joining process of a valve seat and a cylinder head main body.

【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。
FIG. 6 is an explanatory diagram showing a state in which a brazing material is coated by applying ultrasonic vibration to a surface portion of a valve seat in a brazing material bath.

【図7】接合装置を示す側面図である。FIG. 7 is a side view showing the joining device.

【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。
8 (a) is a view in the direction of arrow VIII in FIG. 7, and FIG. 8 (b)
Is a bottom view of the upper electrode.

【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。
FIG. 9 is a timing chart showing a control method of pressurization and energization.

【図10】加圧制御方法の他の例を示す図9相当図であ
る。
FIG. 10 is a diagram corresponding to FIG. 9 showing another example of the pressurization control method.

【図11】Al−Zn合金の状態図である。FIG. 11 is a phase diagram of an Al—Zn alloy.

【図12】基本形態2を示す図9相当図である。FIG. 12 is a diagram corresponding to FIG. 9, showing a basic mode 2.

【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。
FIG. 13 is a graph showing a temperature change inside a valve seat due to pulsed current.

【図14】通電制御方法の他の例を示す図9相当図であ
る。
FIG. 14 is a diagram corresponding to FIG. 9 showing another example of the energization control method.

【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。
FIG. 15 is a cross-sectional view showing a state in which cooling water is sprayed on the inner peripheral surface of the valve seat.

【図16】基本形態3を示す図9相当図である。FIG. 16 is a diagram corresponding to FIG. 9, showing a basic mode 3.

【図17】通電制御方法の他の例を示す図9相当図であ
る。
FIG. 17 is a diagram corresponding to FIG. 9, illustrating another example of the energization control method.

【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。
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 the thermal expansion thereof.

【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。
FIG. 19 is a view corresponding to FIG. 3, showing another example of the shape of the valve seat.

【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。
FIG. 20 is a cross-sectional view of a main part showing a state where the valve seat and the cylinder head main body are joined by the joining device according to the fourth embodiment.

【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。
FIG. 21 is a cross-sectional view showing an engine piston as a bonded metal member according to the fifth embodiment.

【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。
FIG. 22 is a cross-sectional view illustrating a main part of a cylinder block of an engine as a joining metal member according to a sixth embodiment.

【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。
FIG. 23 is a cross-sectional view of main parts showing a state where the valve seat and the cylinder head main body are joined in the embodiment.

【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。
FIG. 24 is a view showing a state where the second joint surface of the valve seat and the joint surface of the cylinder head main body are in surface contact with each other.
FIG.

【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。
FIG. 25 is a view showing a state where the third joint surface of the valve seat is brought into surface contact with the joint surface of the cylinder head body.
FIG.

【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。
FIG. 26 illustrates a second example of the valve seat having the third joint surface formed thereon.
FIG. 24 is a diagram corresponding to FIG. 23, showing a state in which the joint surface and the joint surface of the cylinder head body are in surface contact.

【図27】上側電極の別の冷却方法を示す図23相当図
である。
FIG. 27 is a diagram corresponding to FIG. 23, illustrating another method of cooling the upper electrode.

【図28】基本例の接合に用いた試験片を示す断面図で
ある。
FIG. 28 is a cross-sectional view showing a test piece used for bonding in the basic example.

【図29】薄肉形状のバルブシートを示す断面図であ
る。
FIG. 29 is a sectional view showing a thin valve seat.

【図30】厚肉形状のバルブシートを示す断面図であ
る。
FIG. 30 is a sectional view showing a thick valve seat.

【図31】抜き荷重測定試験の要領を示す概略断面図で
ある。
FIG. 31 is a schematic cross-sectional view showing the procedure of a pulling load measurement test.

【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。
FIG. 32 is a graph showing the results of a punching load measurement test on the valve seats of the basic examples 1 to 5 and the conventional example.

【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。
FIG. 33 is a micrograph showing the state of the valve seat surface immediately after ultrasonic plating.

【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。
FIG. 34 is a micrograph showing a joint state of a valve seat and a test piece in Basic Example 2.

【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。
FIG. 35 is a photomicrograph showing the state of the surface of the valve seat after the pulling load measurement test.

【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。
FIG. 36 is a micrograph showing a joint state of a valve seat and a test piece in Basic Example 5.

【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。
FIG. 37 is a graph showing a relationship between a pressing force at the time of joining and a removal load.

【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。
FIG. 38 is a graph showing a change in hardness depending on a distance of a test piece from a bonding surface portion.

【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。
FIG. 39 is a graph showing changes in hardness before and after joining of a valve seat in continuous energization and pulse energization.

【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。
FIG. 40 is a graph showing a change in hardness depending on a distance from a joint surface of a test piece in continuous energization and pulse energization.

【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。
FIG. 41 is a graph showing the results of an extraction load measurement test in continuous energization and pulse energization.

【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。
FIG. 42 is an explanatory diagram showing an embedded amount y in an embedded amount measurement test.

【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。
FIG. 43 is a graph showing the relationship between the time from the start of pressurization and the embedding amount y.

【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。
FIG. 44 is a graph showing a change in hardness depending on a distance from a joint surface of a test piece in a case where a valve seat is a sintered forged material and in a case where a valve seat is a sintered material infiltrated.

【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。
FIG. 45 is a micrograph showing a joint state between a valve seat made of a sintered forged material and a test piece.

【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。
FIG. 46 is a micrograph showing a further enlarged view of a joint state between a valve seat made of a sintered forged material and a test piece.

【図47】実施例1のバルブシートを示す断面図であ
る。
FIG. 47 is a sectional view showing the valve seat of the first embodiment.

【図48】実施例2のバルブシートを示す断面図であ
る。
FIG. 48 is a cross-sectional view illustrating a valve seat according to a second embodiment.

【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。
FIG. 49 is a cross-sectional view of a main part showing a main part of a test piece used for bonding in an example.

【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。
FIG. 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.

【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。
FIG. 51 is a graph showing the results of a punching load measurement test on the valve seats of Example 1 and Comparative Examples 1 to 4.

【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。
FIG. 52 is a photomicrograph showing the internal state of the bonded valve seat in Example 1.

【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。
FIG. 53 is a graph showing the results of a punching load measurement test when a line contact or a surface contact is made in advance in Examples 1 and 2.

【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。
FIG. 54 is a graph showing the results of a valve seat hardness measurement test in Examples 1 and 2 when a line contact or a surface contact was made in advance.

【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。
FIG. 55 is a graph showing a change in hardness according to a distance from a joint surface portion of a test piece when line contact or surface contact is made in advance in Examples 1 and 2.

【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。
FIG. 56 is a photomicrograph showing a joint state in a case where the valve seat of Example 2 was brought into surface contact with a test piece in advance and joined.

【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。
FIG. 57 is a micrograph showing a joining state when the valve sheet of Example 2 is joined to a test piece by previously making line contact.

【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。
FIG. 58 is a photomicrograph showing a joint state when the valve seat of Example 2 was joined to a test piece having no chamfered part by line contact in advance.

【符号の説明】[Explanation of symbols]

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 25 下側電極 37 冷却通路 37a 流出口 37b 補助流入口
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1 Cylinder head 2 Cylinder head main body (2nd metal member) 2a Joining surface 3 Valve seat (1st metal member) 3a 1st joining surface 3b 2nd joining surface 3f 3rd joining surface 5 Diffusion joining layer (with brazing material) 6 Diffusion layer with valve seat 6 Melting reaction layer (diffusion layer between brazing material and cylinder head body) 7 Brazing material layer 14 Brazing material bath 24 Upper electrode 25 Lower electrode 37 Cooling passage 37a Outlet 37b Auxiliary inlet

【表1】 [Table 1]

【表2】 [Table 2]

【表3】 [Table 3]

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 FI B23K 20/00 310 B23K 20/00 310L F01L 3/22 F01L 3/22 B F02F 1/24 F02F 1/24 S // B23K 103:20 ────────────────────────────────────────────────── ─── front page continued (51) Int.Cl. 6 identifications FI B23K 20/00 310 B23K 20/00 310L F01L 3/22 F01L 3/22 B F02F 1/24 F02F 1/24 S // B23K 103 : 20

Claims (11)

【特許請求の範囲】[Claims] 【請求項1】 第1の金属部材と第2の金属部材とを、
電極を用いた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、 上記電極において第1の金属部材又は第2の金属部材と
の当接部側及び該当接部と反対側の一方に該電極の内部
を冷却する冷却媒体の流入口を設け、かつ他方に該冷却
媒体の流出口を設けておき、 上記電極の流入口から流出口に上記冷却媒体を一方向に
流しながら通電を行うことを特徴とする金属部材の接合
方法。
1. A first metal member and a second metal member,
A bonding method for bonding by heating and pressurization caused by energization between the two metal members using an electrode, comprising: a contact portion of the electrode with a first metal member or a second metal member; An inlet for a cooling medium that cools the inside of the electrode is provided on one of the opposite sides, and an outlet for the cooling medium is provided on the other side, and the cooling medium is unidirectionally supplied from the inlet of the electrode to the outlet. A method for joining metal members, wherein current is supplied while flowing through a metal member.
【請求項2】 請求項1記載の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金属部材の接合方法。
2. The method for joining metal members according to claim 1, wherein the second metal member has a lower melting point than the first metal member and the second metal member on the joint surface of the first metal member in advance. The brazing material layer is formed through a diffusion layer of a brazing material having a eutectic composition with the member and the first metal member, and the first metal member and the second metal member are separated from each other. By the heating and pressurization to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material due to energization between the metal members, a diffusion layer of the brazing material and the second metal member is formed and the molten brazing material is joined to the joining surface of the two metal members. A method for joining metal members, wherein the joining is performed in a liquid phase diffusion state via the two diffusion layers while discharging from the space.
【請求項3】 請求項2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。
3. The method according to claim 2, wherein 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 a Zn-based material. A method for joining metal members, comprising:
【請求項4】 請求項2又は3記載の金属部材の接合方
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金属部材の接合方法。
4. The method according to claim 2, wherein the first metal member in the brazing material bath is coated with a brazing material by applying ultrasonic vibration to the first metal member. A method for joining metal members, wherein a brazing material layer and a diffusion layer of the brazing material and the first metal member are formed on the metal member.
【請求項5】 請求項1〜4のいずれかに記載の金属部
材の接合方法において、 第1の金属部材は、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。
5. The method for joining metal members according to claim 1, wherein the first metal member is a sintered material, and a high electrical conductivity is previously provided inside the first metal member. A method for joining metal members, comprising infiltrating a material.
【請求項6】 請求項1〜4のいずれかに記載の金属部
材の接合方法において、 第1の金属部材は、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。
6. The method for joining metal members according to claim 1, wherein the first metal member is a sintered material obtained by sintering a powder material in which a high electric conductivity element is dispersed. A method for joining metal members, characterized in that:
【請求項7】 請求項6記載の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金属部
材の接合方法。
7. The method for joining metal members according to claim 6, wherein the high electric conductivity element is Cu.
【請求項8】 請求項1〜7のいずれかに記載の金属部
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
る金属部材の接合方法。
8. The joining method of a metal member according to claim 1, wherein the joining of the first metal member and the second metal member is performed by plastically flowing the joining surface of the second metal member. A joining method of a metal member.
【請求項9】 電極を備え、第1の金属部材と第2の金
属部材とを、上記電極を用いた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ようにした金属部材の
接合装置であって、 上記電極において第1の金属部材又は第2の金属部材と
の当接部側及び該当接部と反対側の一方に該電極の内部
を冷却する冷却媒体の流入口が設けられ、かつ他方に該
冷却媒体の流出口が設けられ、 上記電極の流入口から流出口に上記冷却媒体を一方向に
流しながら通電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。
9. A metal member having an electrode, wherein the first metal member and the second metal member are joined by heat and pressure generated by energization between the two metal members using the electrode. A joining apparatus, wherein an inlet of a cooling medium for cooling the inside of the electrode is provided on one of a contact portion side of the electrode and a side opposite to the contact portion with the first metal member or the second metal member. An outlet for the cooling medium is provided on the other side, and the metal member is characterized in that it is configured to conduct electricity while flowing the cooling medium in one direction from the inlet of the electrode to the outlet. Joining equipment.
【請求項10】 請求項9記載の金属部材の接合装置に
おいて、 接合面部に第1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が形成された
第1の金属部材と、上記第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、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
ように構成されていることを特徴とする金属部材の接合
装置。
10. The joining device for a metal member according to claim 9, wherein the joining surface has a melting point lower than that of the first and second metal members and a eutectic composition with the second metal member. The first metal member on which the brazing material layer is formed via a diffusion layer with the first metal member and the second metal member are heated to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material between the two metal members. 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 surfaces of the two metal members, and forming a liquid phase diffusion state through the two diffusion layers. A joining device for a metal member, characterized in that the joining device is configured to be joined with a metal member.
【請求項11】 請求項9又は10記載の金属部材の接
合装置において、 第2の金属部材の接合面部を塑性流動させて第1の金属
部材と第2の金属部材とを接合する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。
11. The metal member joining apparatus according to claim 9, wherein the first metal member and the second metal member are joined by plastically flowing a joining surface portion of the second metal member. An apparatus for joining metal members, comprising:
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