JPH1190620A - 金属部材の接合方法及び接合装置 - Google Patents

金属部材の接合方法及び接合装置

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JPH1190620A
JPH1190620A JP27066597A JP27066597A JPH1190620A JP H1190620 A JPH1190620 A JP H1190620A JP 27066597 A JP27066597 A JP 27066597A JP 27066597 A JP27066597 A JP 27066597A JP H1190620 A JPH1190620 A JP H1190620A
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metal
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brazing material
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JP27066597A
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English (en)
Inventor
Seiji Nomura
誠治 野村
Satoshi Nanba
智 南場
Yukio Yamamoto
幸男 山本
Yukihiro Sugimoto
幸弘 杉本
Shinya Shibata
伸也 柴田
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Mazda Motor Corp
Original Assignee
Mazda Motor Corp
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Abstract

(57)【要約】 【課題】 各バルブシート3とシリンダヘッド本体2と
を、該両部材2,3間の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
接合する場合に、通電停止後に加圧を継続させて両部材
2,3の接合面部2a、3a,3bに生じる熱応力を低
く抑えつつ、その加圧により接合面部2a、3a,3b
において割れが生じるのを確実に防止する。 【解決手段】 通電の停止に伴う両部材2,3の冷却時
において溶融反応層6が凝固するまでに、加圧力を接合
時よりも低い所定値まで低下させて加圧を継続させる。

Description

【発明の詳細な説明】
【0001】
【発明の属する技術分野】本発明は、第1の金属部材と
第2の金属部材とを、該両金属部材間の加熱及び加圧に
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。
【0002】
【従来の技術】従来より、例えばエンジンのシリンダヘ
ッドにおいてバルブシートをシリンダヘッド本体の吸気
及び排気用ポートの開口周縁部に接合する場合のよう
に、金属部材同士を接合する方法としては種々の方法が
知られている。
【0003】その方法として、例えば特開平8−100
701号公報に示されているように、バルブシートとA
l系シリンダヘッド本体とをAl−Zn系ろう材及びフ
ッ化物系フラックスによりろう付け接合するようにする
ことが提案されている。
【0004】また、例えば特開昭58−13481号公
報に示されているように、両部材の接合面部における接
触抵抗加熱を利用した抵抗溶接により金属部材同士を接
合する方法が知られている。そして、この抵抗溶接で
は、例えば特開平6−58116号公報に示されている
ように、焼結材で構成されたバルブシートの空孔に金属
を溶浸することによって、焼結材内部の発熱量を低減し
て接合面部での発熱量を増大させるようにすることや、
例えば特開平8−270499号公報に示されているよ
うに、バルブシートの表面に皮膜を形成し、その皮膜を
シリンダヘッド本体との結合時に溶融させるようにする
ことが提案されている。
【0005】さらに、例えば特開平8−200148号
公報に示されているように、バルブシートとシリンダヘ
ッド本体とを、シリンダヘッド本体の接合面部に塑性変
形層を形成しつつ溶融反応層を形成することなく固相拡
散接合(圧接接合)するようにすることが提案されてい
る。
【0006】
【発明が解決しようとする課題】ところで、上記抵抗溶
接による接合方法や固相拡散接合方法のように、金属部
材同士を該両部材間の通電に伴う発熱加熱及び加圧によ
り接合する場合、接合終了時において通電(加熱)及び
加圧を停止させる際、両金属部材の接合面部において剥
離や割れを防止するために、通電を停止しても加圧は継
続させるようにすることが考えられる。すなわち、通電
の停止により加熱されていた両部材の接合面部は直ちに
冷却され、この冷却時に両部材が収縮変形するが、その
両部材の収縮量が異なる場合、加圧を通電と略同時に停
止させると、両部材の接合面部に熱応力が生じるので、
加圧を継続させることにより、その収縮変形に追従させ
て熱応力を低く抑えるようにし、その熱応力に起因する
接合面部における剥離や割れを防止するようにする。
【0007】しかし、この通電停止後の加圧力を接合時
と同じ値に設定したままであると、冷却が略完了して変
形能が小さくなったときに、熱応力ではなく加圧により
両部材の接合面部において割れが生じる虞れがある。特
に接触抵抗を低くして発熱量を抑えようとする場合は、
加圧力がかなり大きくなるので、加圧により割れる可能
性が高くなる。
【0008】さらに、固相拡散接合ではなくて溶融反応
層を介した液相拡散状態で両部材を接合する場合には、
その溶融反応層が溶融状態のときに加圧を停止すると、
両部材の接合面部において剥離や割れがより一層生じ易
くなるので、加圧を継続させる効果は大きいが、凝固直
後に急激に変形能が小さくなり、しかも、凝固直後では
温度が高くて接合強度が冷却完了時よりも低いので、微
小変位で接合面部において割れが生じる虞れがあり、特
に改良の余地がある。
【0009】本発明は斯かる諸点に鑑みてなされたもの
であり、その目的とするところは、第1の金属部材と第
2の金属部材とを、該両金属部材間の加熱及び加圧によ
り接合する場合に、加熱停止後に加圧を継続させて両金
属部材の接合面部に熱応力が生じるのを防ぎつつ、その
加圧力を見直すことによって、加圧により接合面部にお
いて割れが生じるのを確実に防止しようとすることにあ
る。
【0010】
【課題を解決するための手段】上記の目的を達成するた
めに、この発明では、加熱の停止に伴う第1及び第2の
金属部材の冷却時に加圧力を接合時よりも低い所定値ま
で低下させて加圧を継続させるようにした。
【0011】具体的には、請求項1の発明では、第1の
金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の加熱
及び加圧により接合する接合方法を対象とする。
【0012】そして、上記加熱の停止に伴う上記両金属
部材の冷却時に上記加圧力を接合時よりも低い所定値ま
で低下させて加圧を継続させるようにする。
【0013】このことにより、加熱停止後においても加
圧の継続により両金属部材の収縮変形に追従させて熱応
力の発生を防ぐことができると共に、その加圧力を接合
時よりも低い所定値(両金属部材の収縮変形に追従させ
得る程度の値)まで低下させるので、冷却が略完了して
変形能が小さくなったとしても、加圧による接合面部で
の割れ発生を確実に防止することができる。よって、両
金属部材の接合時における欠陥の発生をなくすことがで
き、延いては両金属部材の接合強度を安定化させること
ができる。
【0014】請求項2の発明では、請求項1の発明にお
いて、第1及び第2の金属部材間の通電に伴う発熱によ
り加熱を行うようにする。
【0015】このことで、両金属部材間の抵抗発熱によ
り容易にろう材を加熱溶融することができる。よって、
簡単な具体的加熱方法が容易に得られる。
【0016】請求項3の発明では、請求項1又は2の発
明において、第1の金属部材と第2の金属部材との熱膨
張率が異なるものとする。
【0017】すなわち、第1の金属部材と第2の金属部
材との熱膨張率が異なることで冷却時における両金属部
材の収縮量が異なって熱応力が生じ易く、加熱の停止後
においても加圧を継続させる効果が高くなる。そして、
その加圧力を低下させることで、加圧を継続させてもそ
の加圧によって接合面部で割れが発生するのを効果的に
防止することができる。よって、請求項1の発明におけ
る接合方法の利用価値を高めることができる。
【0018】請求項4の発明では、請求項3の発明にお
いて、第1の金属部材は、Fe系材料からなり、第2の
金属部材は、Al系材料からなるものとする。
【0019】すなわち、軽いAl系材料からなる第2の
金属部材の一部に強度や耐久性等を向上させるためにF
e系材料からなる第1の金属部材を接合することは頻繁
に行われているが、このAl系材料とFe系材料との熱
膨張率の差はかなり大きいので、加熱停止後に加圧を継
続させないと熱応力により接合面部で剥離や割れが特に
生じ易いものとなる。よって、請求項1の発明の接合方
法に有効な材料の組み合わせが得られる。
【0020】請求項5の発明では、請求項1、2又は3
の発明において、第1の金属部材は、リング状であり、
第2の金属部材は、上記第1の金属部材の外周部を包囲
して接合する接合面部を有するものとする。
【0021】すなわち、第1の金属部材の外周部全体の
変形が第2の金属部材の接合面部により拘束されるの
で、第1の金属部材に比較的大きな熱応力が生じ易い形
態となる。よって、請求項1の発明の接合方法に効果的
な接合形態が得られる。
【0022】請求項6の発明では、請求項1、2、3又
は5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の
低いろう材と第1の金属部材との拡散層を介して上記ろ
う材層を形成しておき、上記第1の金属部材と第2の金
属部材とを、該両金属部材間の上記ろう材の融点以上の
温度への加熱及び加圧により、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。
【0023】このことにより、ろう材を排出して両拡散
層を介した状態で第1の金属部材と第2の金属部材とを
液相拡散接合するので、第2の金属部材表面部の酸化被
膜や汚れ等がろう材と共に排出されると共に、ろう材層
を介さずに両拡散層が直接的に接合される。また、通
常、ろう材の融点は低いが、そのろう材は排出され、僅
かに残っていたとしても、ろう材の成分の割合が拡散層
の形成により変化するので、接合後のろう材の融点を高
くすることができる。このため、固相拡散接合よりも接
合強度を高くすることができると共に、使用したろう材
以上に耐熱性をも向上させることができる。そして、こ
のように従来にない利点を有する液相拡散接合方法で
は、接合強度をより高くするためには、酸化被膜を破壊
したりろう材を有効に排出したりする必要があり、その
ためには加圧力を高くすることが必要となる。一方、ろ
う材と第2の金属部材との拡散層が溶融状態のときに加
圧を停止すると、両金属部材の接合面部において剥離や
割れがより一層生じ易くなるので、加圧を継続させるこ
とが必要である。しかし、この発明では、加圧力を両金
属部材の収縮変形に追従させ得る程度の値まで低下させ
るので、凝固直後の変形能が小さくなったときにその高
い加圧力によって接合面部において割れが生じるのを確
実に防止することができる。よって、両金属部材の接合
強度を向上させつつ、両金属部材に接合時において欠陥
が発生するのを防止することができる。
【0024】請求項7の発明では、請求項6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。
【0025】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6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。
【0026】請求項8の発明では、請求項6又は7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拡散層を形成するよ
うにする。
【0027】このことで、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。
【0028】請求項9の発明では、請求項1〜8のいず
れかの発明において、第1の金属部材の内部に、該第1
の金属部材と第2の金属部材とを接合する前に予め高電
気伝導率材料を溶浸するようにする。
【0029】こうすることで、例えば焼結材のように内
部に空孔を有していても、その空孔は高電気伝導率材料
で満たされるので、加圧力の一部が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両金属
部材の接合面部に加えられる。また、高電気伝導率材料
の溶浸により、通電による加熱時には第1の金属部材内
部の発熱を抑制して接合面部において有効に発熱させる
ことができる。特に請求項6、7又は8の発明では、ろ
う材の溶融及び排出を効果的に行うことができる。よっ
て、両金属部材の接合強度を有効に向上させることがで
きる。
【0030】請求項10の発明では、請求項1〜9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。
【0031】このことで、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の金属部材及び第2の金属部材を加圧
するときにその加圧力を利用することで容易に行うこと
ができ、特別な手段は不要である。特に請求項6、7又
は8の発明では、第2の金属部材表面の酸化被膜や汚れ
がろう材と共に排出されるので、ろう材を第2の金属部
材側に確実に拡散させることができ、簡単な方法でろう
材と第2の金属部材との拡散層を確実に形成することが
できる。よって、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。
【0032】請求項11の発明は、第1の金属部材と第
2の金属部材とを、該両金属部材間の加熱及び加圧によ
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。
【0033】そして、この発明では、上記加熱の停止に
伴う冷却時に上記加圧力を接合時よりも低い所定値まで
低下させて加圧を継続させる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。
【0034】請求項12の発明では、請求項11の発明
において、第1及び第2の金属部材間の通電に伴う発熱
により加熱を行うように構成されているものとする。こ
うすることで、請求項2の発明と同様の作用効果が得ら
れる。
【0035】請求項13の発明では、請求項11又は1
2の発明において、接合面部に第1及び第2の金属部材
よりも融点の低いろう材と第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6の発明と
同様の作用効果が得られる。
【0036】請求項14の発明では、請求項11、12
又は13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10の発明と同様の作用効果を得ることができ
る。
【0037】
【発明の実施の形態】
(実施形態1)図1は、本発明の実施形態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2
b,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。
【0038】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により包囲されて接合さ
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。
【0039】上記各バルブシート3はFe系材料からな
る焼結材であり、その内部には高電気伝導率材料として
のCu系材料が溶浸されている。この各バルブシート3
のシリンダヘッド本体2との第1及び第2接合面部3
a,3bには、図2に模式的に示すように、Zn−Al
系材料(約95重量%のZn成分及び約5重量%のAl
成分)からなるろう材と該バルブシート3との拡散接合
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。
【0040】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。
【0041】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。
【0042】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)。
【0043】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。
【0044】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。
【0045】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。
【0046】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。
【0047】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。
【0048】上記上側及び下側電極24,25は、支持
本体21の鉛直部21c内に収納された溶接電源26に
それぞれ接続され、下側電極25上面におけるシリンダ
ヘッド本体2の接合面部2aにバルブシート3を載せた
状態でそのバルブシート3の上面部に上側電極24を当
接させてバルブシート3及びシリンダヘッド本体2を加
圧シリンダ22により加圧しつつ上記溶接電源26をO
N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。
【0049】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。
【0050】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。
【0051】このとき、約95重量%のZn成分及び約
5重量%のAl成分からなるろう材の融点は、図11に
示すように、約380℃と極めて低く、通電開始から直
ぐに溶融する。また、上記抵抗発熱によりシリンダヘッ
ド本体2の接合面部2aは軟化し、図4(b)に示すよ
うに、加圧によりバルブシート3の第1接合面部3aと
第2接合面部3bとの角部がシリンダヘッド本体2の接
合面部2aを塑性流動させながらバルブシート3がシリ
ンダヘッド本体2に埋め込まれていく。このことで、シ
リンダヘッド本体2の接合面部2aの酸化被膜が確実に
破壊され、溶融したろう材のZn成分がシリンダヘッド
本体2側に液相拡散してAl−Znからなる溶融反応層
6を形成する(図5(b)参照)。
【0052】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。
【0053】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。
【0054】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。
【0055】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、接合装置20は、加圧は停止しないでそのま
ま継続させるように構成されている。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。
【0056】ここで、図10に示すように、通電(加
熱)の停止と略同時に、つまり通電の停止に伴うバルブ
シート3及びシリンダヘッド本体2の冷却時において溶
融反応層6が凝固するまでに、上記加圧シリンダ22の
作動力を変えて加圧力を接合時よりも低い所定値まで低
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。
【0057】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。
【0058】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。
【0059】したがって、上記実施形態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。
【0060】また、通電の停止と略同時に加圧力を接合
時よりも低い所定値まで低下させて加圧を継続させるこ
とにより、通電停止後においても加圧の継続により両部
材2,3の収縮変形に追従させて残留応力の発生を防ぐ
ことができると共に、凝固して変形能が小さくなったと
しても、加圧による各接合面部2a、3a,3bでの割
れ発生を確実に防止することができる。このため、接合
強度をより高くするために接合時の加圧力を高くしても
問題はない。よって、各バルブシート3及びシリンダヘ
ッド本体2の接合時における欠陥の発生を防止すること
ができ、延いてはその接合強度を安定的に向上させるこ
とができる。
【0061】尚、上記実施形態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。
【0062】また、上記実施形態1では、バルブシート
3及びシリンダヘッド本体2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。
【0063】(実施形態2)図12は本発明の実施形態
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実施形態1と異な
る。
【0064】すなわち、この実施形態では、一定の電流
値で連続して電流を流すのではなく、大小の電流値の繰
り返しからなるパルス通電としたものである。このパル
ス通電の大きい側の電流値は約70kAで一定であり、
小さい側の電流値は0に設定している。また、大電流値
パルスの通電時間は0.25〜1秒であり、小電流値パ
ルスの通電時間(電流を流していない時間)は0.1〜
0.5秒程度である。さらに、大電流値パルス数は3〜
9パルス(図12では4パルス)が望ましい。
【0065】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実施形態1と同じ1.
5秒である。また、上記実施形態1と同様に、最後の大
電流値パルスの通電停止(通電の完全停止時)と略同時
に加圧力を所定値まで低下させるのが好ましい(以下の
全ての通電制御方法において同じ)。
【0066】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。
【0067】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。
【0068】したがって、上記実施形態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。
【0069】尚、上記実施形態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。
【0070】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。
【0071】(実施形態3)図16は本発明の実施形態
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実施形態1,2と
異ならせたものである。
【0072】すなわち、この実施形態では、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。
【0073】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。
【0074】先ず、通電開始時には、上記実施形態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。
【0075】そこで、初期電流値よりも小さい電流値に
切り替えて通電を行うと、上記実施形態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。
【0076】したがって、上記実施形態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。
【0077】尚、上記実施形態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、上記実施形態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
記実施形態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。
【0078】また、上記実施形態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。
【0079】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。
【0080】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。
【0081】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。
【0082】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。
【0083】(実施形態4)図20は、本発明の実施形
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)、通電経路を上記実施形態1〜3とは異
ならせたものである。
【0084】すなわち、この実施形態では、接合装置2
0は、上記実施形態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は上記実施形態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。
【0085】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。
【0086】したがって、上記実施形態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、上記実施形態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。
【0087】尚、上記実施形態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。
【0088】(実施形態5)図21は、本発明の実施形
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、上記実施形
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)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。
【0089】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、この実施形態では、予めピストン
本体42をT6熱処理しておき、そのピストン本体42
に耐摩環43を接合することができる。また、たとえピ
ストン本体42に耐摩環43を接合した後にT6熱処理
したとしてもその耐熱性は良好であり、Fe−Alは生
じ難いので、問題はない。このため、ピストン41の耐
摩耗性及び強度の両方を向上させることができる。
【0090】一方、ピストン本体42の燃焼室42a内
の壁部には、特に角隅部にクラックが生じ易いという問
題がある。しかし、この実施形態では、燃焼室42a内
のリップ部に強化部材44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。
【0091】(実施形態6)図22は、本発明の実施形
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、上記実施形態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。
【0092】すなわち、従来は、シリンダブロック51
の剛性を向上させるために、そのシリンダブロック本体
52の鋳造時に砂中子を使用してウォータージャケット
部の上部にリブを一体で形成しているが、この方法で
は、鋳造時のサイクルタイムが長くなり、生産性が悪い
という問題がある。しかし、この実施形態では、シリン
ダブロック本体52の鋳造を容易にしつつ、リブ部材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。
【0093】尚、上記各実施形態では、第1の金属部材
と第2の金属部材とを、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、通電停止と略
同時に加圧力を所定値まで低下させるのがよいと説明し
たが、従来例の如く固相拡散接合方法により両金属部材
を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、通電停止に伴う冷却時の加圧力を低下させる
ことにより、上記各実施形態と同様の作用効果が得られ
る。
【0094】
【実施例】次に、具体的に実施した実施例について説明
する。先ず、第2の金属部材として、図23に示すよう
に、Al合金鋳物(JIS規格H5202に規定されて
いるAC4D)で試験片61を鋳造した。そして、この
試験片61に対してT6熱処理を施した。
【0095】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
(実施例1〜5)。
【0096】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、上記実施形態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24に示すように、バルブシー
トが最終形状に近い形状をして肉厚が薄いことをいう。
一方、「厚肉」とは、図25に示すように、上記実施形
態と同様の形状をして肉厚が厚いことをいう。
【0097】尚、バルブシートの材料は、表2に示す成
分のものを使用した。この表2において、数値は重量%
であり、TCとは、総炭素量(遊離炭素(黒鉛)とセメ
ンタイトの炭素との合計量)のことである。
【0098】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成分からなるものを使用した。
【0099】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。
【0100】上記実施例1〜5の各バルブシートを、上
記実施形態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。
【0101】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(比較例)。
【0102】次に、上記実施例1〜5及び比較例のバル
ブシートの接合強度を測定した。すなわち、図26に示
すように、試験片61を、バルブシート62の接合した
側が下側となるように治具台63の上面に置き、このと
き、バルブシート62がその治具台63に接触しないよ
うに、治具台63の略中央部に設けた貫通孔63aの上
側に位置させる。そして、試験片61の貫通孔61aの
上側から円筒状の加圧治具64を挿入してバルブシート
62を押し、バルブシート62が試験片61から抜けた
ときの抜き荷重を測定する。この抜き荷重が接合強度に
相当する。
【0103】上記抜き荷重測定試験の結果を図27に示
す。この結果、実施例1と実施例2とを比較すること
で、超音波メッキによりバルブシートの表面部に拡散接
合層及びろう材層を形成する方が、ろう材を擦りつける
ことによりコーティングを行う方法よりも接合強度が向
上することが判る。これは、試験後のバルブシートの表
面には、実施例2においては後述の如く拡散接合層が残
っていた(図30参照)のに対し、実施例1においては
ろう材層や拡散接合層の痕跡が殆ど認められなかったこ
とから、実施例1では拡散接合層が完全に形成されてい
ないためと推定することができる。
【0104】ここで、上記実施例2において、超音波メ
ッキした直後のバルブシート表面部の顕微鏡写真(倍率
約180倍)を図28に、また接合後におけるバルブシ
ート及び試験片61の接合面部の顕微鏡写真(倍率約3
60倍)を図29に、さらに抜き荷重測定試験後のバル
ブシート表面部の顕微鏡写真(倍率約360倍)を図3
0にそれぞれ示す。図28において、上側がバルブシー
トであり、その下側にはCuメッキ層ではなく薄い拡散
接合層を介してろう材層が形成されている。尚、バルブ
シート内部には、Cu系材料が溶浸された空孔が存在す
ることが判る。また、図29において、上側のバルブシ
ートと下側の試験片61との間には隙間がなくて拡散接
合層及び溶融反応層が明確に存在している。さらに、図
30において、バルブシートの表面部(下面部)には薄
く拡散接合層が残っていることが判る。
【0105】また、実施例2と実施例3とを比較するこ
とにより、厚肉形状のバルブシートの方が薄肉形状より
も抜き荷重が大きくなることが判る。これは、実施例2
のものは、バルブシートの各角部等に変形が生じている
ことから、変形によって接合面部に作用する実際の加圧
力が低下したためと推定することができる。
【0106】そして、実施例3と実施例4とを比較する
ことにより、第1接合面部のテーパ角θ1が大きい実施
例4の方が、上記実施形態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。
【0107】さらに、実施例4と実施例5とを比較する
と、加圧力が大きい実施例5の方が接合強度は高くなる
ことが判る。しかも、加圧力を29420N(3000
kgf)とすることで、比較例のものよりも接合強度が
格段に向上することが判る。
【0108】ここで、上記実施例5において、接合後に
おけるバルブシート及び試験片61の接合面部の電子顕
微鏡写真(倍率約10000倍)を図31に示す。この
図において、左側がバルブシート(白く見える部分を含
む)であり、右側が試験片61である。そして、その間
の灰色に見える部分が拡散接合層及び溶融反応層であ
る。この両層の厚みは約1μmであることが判る。尚、
この両層の元素を分析すると、Fe、Zn及びAlがそ
れぞれ検出された。
【0109】上記加圧力の影響に関してさらに詳細に調
べるために、ろう材コーティング方法、シート形状及び
第1接合面部のテーパ角θ1を上記実施例4,5と同じ
にして加圧力を9807N(1000kgf)、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。
【0110】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33において接合面部からの距離=0の点)か
ら試験片61の外周側に向かってバルブシートが接合さ
れた側と反対側に約0.79rad(45°)傾いた方
向に沿って所定の距離ごとに行った。
【0111】上記抜き荷重測定試験の結果を図32に、
また硬さ測定試験の結果を図33にそれぞれ示す。この
ことで、加圧力が大きいほど接合強度は高く、高加圧力
の方が試験片61の接合面部近傍の硬さが大きいことが
判る。これは、高加圧力の方が接触抵抗が低くて発熱量
が小さい分、試験片61の軟化が抑制されているからで
あり、軟化が抑えられると、塑性流動が確実に行われて
酸化皮膜の破壊作用効果が高まると共に、ろう材の排出
も確実に行われるためである。
【0112】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。
【0113】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。
【0114】上記接合前及び接合後の硬さ測定試験の結
果を図34に示す。このことで、連続通電により接合し
たものは、特に上下方向中央部(B部)の硬さが接合後
に非常に高くなるのに対し、パルス通電により接合した
ものは、徐冷により焼きが入らず、硬さが殆ど上昇して
いないことが判る。
【0115】また、接合面部からの距離による硬さ測定
試験の結果を図35に示す。この結果、パルス通電によ
り接合したものでは、バルブシートからの熱を受けるこ
とにより試験片61の硬さが低くなっていることが判
る。
【0116】さらに、抜き荷重測定結果を図36に示
す。以上のことから、パルス通電により、バルブシート
内部の徐冷を行って硬さが上昇するのを抑えつつ、試験
片61への放熱によりバルブシート及び試験片61の温
度差を低減して収縮量の差を小さくすることができ、し
かも、接合強度を向上させることができる。
【0117】続いて、パルス通電においてバルブシート
が試験片61にどのように埋め込まれていくかを調べる
ために、加圧開始からの時間に応じてその埋め込み量y
(図37参照)を測定した。このとき、パルス通電の大
電流値は68kAとし、小電流値は0とした。また、大
電流値パルスの通電時間(H)、小電流値パルスの通電
時間(C)及び大電流値パルス数(N)は可変とし、基
本条件では、それぞれ0.5秒、0.1秒及び6パルス
とした。そして、この基本条件に対していずれか1つの
みを変えて試験を行った(変更条件については図38参
照)。
【0118】上記埋め込み量測定試験の結果を図38に
示す。このことより、最初の大電流値パルスの通電によ
り殆ど埋め込みが完了し、後の通電では埋め込みは進行
していないことが判る。また、この試験の設定条件の範
囲では、埋め込み量は殆ど変わらない。但し、大電流値
パルスの通電時間が1秒と長い場合は、他の場合よりも
最初の大電流値パルスの通電のときから埋め込み量が僅
かに大きく、パルス数が9パルスと多い場合は、途中か
ら試験片61が軟化して埋め込みが進行することが判
る。したがって、最初の大電流値パルスの通電ではバル
ブシートの埋め込みが行える条件に、また2回目以降の
大電流値パルスの通電ではバルブシート内部の徐冷及び
シリンダヘッド本体への放熱が行える条件にそれぞれ設
定すればよい。
【0119】最後に、バルブシートを焼結鍛造材とし、
これを29420N(3000kgf)の加圧力でパル
ス通電により試験片61に接合した。このとき、パルス
通電の大電流値は60kAとし、小電流値は0とした。
また、大電流値パルスの通電時間、小電流値パルスの通
電時間及び大電流値パルス数を、それぞれ0.5秒、
0.1秒及び4パルスとした。尚、比較のために、Cu
系材料で溶浸した焼結材からなるバルブシートを同様に
試験片61に接合した。但し、パルス通電の大電流値は
53kAとした。そして、バルブシートが焼結鍛造材の
ものと溶浸した焼結材のものとについて、試験片61に
おいてバルブシートの第1接合面部と第2接合面部との
角部から該試験片61の外周側に向かってバルブシート
が接合された側と反対側に約0.79rad(45°)
傾いた方向に沿った所定距離ごとの硬さを測定した。
【0120】この結果を図39に示す。このことより、
溶浸した焼結材の方が試験片61内部の硬さが低いこと
が判る。これは、Cu系材料の溶浸によりバルブシート
内部の発熱が抑制されて接合面部において発熱が有効に
行われたために、試験片61が軟化したからである。し
かし、バルブシートが焼結鍛造材であっても接合は良好
に行われている。このことは、シート及び試験片61の
接合面部の顕微鏡写真(図40では倍率約50倍、図4
1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。
【0121】
【発明の効果】以上説明したように、請求項1又は11
の発明によると、第1の金属部材と第2の金属部材と
を、該両金属部材間の加熱及び加圧により接合する場合
に、その加熱の停止に伴う上記両金属部材の冷却時に上
記加圧力を接合時よりも低い所定値まで低下させて加圧
を継続させるようにしたことにより、両金属部材の接合
時における欠陥の発生を防止することができ、延いては
両金属部材の接合強度の安定化を図ることができる。
【0122】請求項2又は12の発明によると、第1及
び第2の金属部材間の通電に伴う発熱により加熱を行う
ようにしたことにより、簡単な具体的加熱方法が容易に
得られる。
【0123】請求項3の発明によると、第1の金属部材
と第2の金属部材との熱膨張率が異なるものとしたこと
により、請求項1の発明における接合方法の有効な利用
化を図ることができる。
【0124】請求項4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系材料とした
ことにより、請求項1の発明の接合方法に有効な材料の
組み合わせを得ることができる。
【0125】請求項5の発明によると、第1の金属部材
をリング状とし、第2の金属部材は、その第1の金属部
材の外周部を包囲して接合する接合面部を有するように
したことにより、請求項1の発明の接合方法に効果的な
接合形態が得られる。
【0126】請求項6又は13の発明によると、予め第
1の金属部材の接合面部に、第1及び第2の金属部材よ
りも融点の低いろう材と第1の金属部材との拡散層を介
して上記ろう材層を形成しておき、上記第1の金属部材
と第2の金属部材とを、該両金属部材間の上記ろう材の
融点以上の温度への加熱及び加圧により、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向上させつつ、両金属部材
の接合時における欠陥の発生の防止化を図ることができ
る。
【0127】請求項7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6の発明
の接合方法に最適な材料の組合せが得られる。
【0128】請求項8の発明によると、ろう材浴中の第
1の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材
をコーティングすることで、第1の金属部材にろう材層
及び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、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。
【0129】請求項9の発明によると、第1の金属部材
の内部に、該第1の金属部材と第2の金属部材とを接合
する前に予め高電気伝導率材料を溶浸するようにしたこ
とにより、両金属部材の接合強度の効果的な向上化を図
ることができる。
【0130】請求項10又は14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したことによ
り、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。
【図面の簡単な説明】
【図1】本発明の実施形態1に係る接合装置により製造
された接合金属部材としてのエンジンのシリンダヘッド
の要部を示す断面図である。
【図2】バルブシート及びシリンダヘッド本体の接合状
態を模式的に示す断面図である。
【図3】バルブシートの接合前の形状を示す断面図であ
る。
【図4】バルブシートのシリンダヘッド本体への接合手
順を示す説明図である。
【図5】バルブシート及びシリンダヘッド本体の接合過
程を模式的に示す説明図である。
【図6】ろう材浴中のバルブシートの表面部に超音波振
動の付与によりろう材をコーティングしている状態を示
す説明図である。
【図7】接合装置を示す側面図である。
【図8】(a)は図7のVIII方向矢示図であり、(b)
は上側電極の下面図である。
【図9】加圧及び通電の制御方法を示すタイミングチャ
ートである。
【図10】加圧制御方法の他の例を示す図9相当図であ
る。
【図11】Al−Zn合金の状態図である。
【図12】実施形態2を示す図9相当図である。
【図13】パルス通電によるバルブシート内部の温度変
化を示すグラフである。
【図14】通電制御方法の他の例を示す図9相当図であ
る。
【図15】バルブシート内周面部に冷却水を噴霧してい
る状態を示す断面図である。
【図16】実施形態3を示す図9相当図である。
【図17】通電制御方法の他の例を示す図9相当図であ
る。
【図18】バルブシートを縮径方向にも加圧してその熱
膨張を抑えるようにしている状態を示す断面図である。
【図19】バルブシートの他の形状例を示す図3相当図
である。
【図20】実施形態4に係る接合装置によりバルブシー
ト及びシリンダヘッド本体を接合している状態を示す要
部断面図である。
【図21】実施形態5に係る接合金属部材としてのエン
ジンのピストンを示す断面図である。
【図22】実施形態6に係る接合金属部材としてのエン
ジンのシリンダブロックの要部を示す断面図である。
【図23】試験片を示す断面図である。
【図24】薄肉形状のバルブシートを示す断面図であ
る。
【図25】厚肉形状のバルブシートを示す断面図であ
る。
【図26】抜き荷重測定試験の要領を示す概略断面図で
ある。
【図27】実施例1〜5及び比較例のバルブシートにお
いて抜き荷重測定試験の結果を示すグラフである。
【図28】超音波メッキした直後のバルブシート表面部
の状態を示す顕微鏡写真である。
【図29】実施例2におけるバルブシート及び試験片の
接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図30】抜き荷重測定試験後のバルブシート表面部の
状態を示す顕微鏡写真である。
【図31】実施例5におけるバルブシート及び試験片の
接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図32】接合時加圧力と抜き荷重との関係を示すグラ
フである。
【図33】試験片の接合面部からの距離による硬さの変
化を示すグラフである。
【図34】連続通電及びパルス通電においてバルブシー
トの接合前後の硬さの変化を示すグラフである。
【図35】連続通電及びパルス通電において試験片の接
合面部からの距離による硬さの変化を示すグラフであ
る。
【図36】連続通電及びパルス通電において抜き荷重測
定試験の結果を示すグラフである。
【図37】埋め込み量測定試験における埋め込み量yを
示す説明図である。
【図38】加圧開始からの時間と埋め込み量yとの関係
を示すグラフである。
【図39】バルブシートが焼結鍛造材のものと溶浸した
焼結材のものとにおいて試験片の接合面部からの距離に
よる硬さの変化を示すグラフである。
【図40】焼結鍛造材からなるバルブシートと試験片と
の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図41】焼結鍛造材からなるバルブシートと試験片と
の接合状態をさらに拡大して示す顕微鏡写真である。
【符号の説明】
1 シリンダヘッド 2 シリンダヘッド本体(第2の金属部材) 2a 接合面部 3 バルブシート(第1の金属部材) 3a 第1接合面部 3b 第2接合面部 5 拡散接合層(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 20 接合装置
【表1】
【表2】
───────────────────────────────────────────────────── 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 310M 20/10 20/10 35/28 310 35/28 310D C23C 2/32 C23C 2/32 F01L 3/22 F01L 3/22 B F02F 1/24 F02F 1/24 S // B22F 3/26 B22F 3/26 B B23K 103:20 (72)発明者 杉本 幸弘 広島県安芸郡府中町新地3番1号 マツダ 株式会社内 (72)発明者 柴田 伸也 広島県安芸郡府中町新地3番1号 マツダ 株式会社内

Claims (14)

    【特許請求の範囲】
  1. 【請求項1】 第1の金属部材と第2の金属部材とを、
    該両金属部材間の加熱及び加圧により接合する接合方法
    であって、 上記加熱の停止に伴う上記両金属部材の冷却時に上記加
    圧力を接合時よりも低い所定値まで低下させて加圧を継
    続させることを特徴とする金属部材の接合方法。
  2. 【請求項2】 請求項1記載の金属部材の接合方法にお
    いて、 第1及び第2の金属部材間の通電に伴う発熱により加熱
    を行うことを特徴とする金属部材の接合方法。
  3. 【請求項3】 請求項1又は2記載の金属部材の接合方
    法において、 第1の金属部材と第2の金属部材との熱膨張率が異なる
    ことを特徴とする金属部材の接合方法。
  4. 【請求項4】 請求項3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系材料からなることを特徴とす
    る金属部材の接合方法。
  5. 【請求項5】 請求項1、2又は3記載の金属部材の接
    合方法において、 第1の金属部材は、リング状であり、 第2の金属部材は、上記第1の金属部材の外周部を包囲
    して接合する接合面部を有することを特徴とする金属部
    材の接合方法。
  6. 【請求項6】 請求項1、2、3又は5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の低いろう材と第1の金属
    部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成しておき、 上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部
    材間の上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧に
    より、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。
  7. 【請求項7】 請求項6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。
  8. 【請求項8】 請求項6又は7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。
  9. 【請求項9】 請求項1〜8のいずれかに記載の金属部
    材の接合方法において、 第1の金属部材の内部に、該第1の金属部材と第2の金
    属部材とを接合する前に予め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。
  10. 【請求項10】 請求項1〜9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。
  11. 【請求項11】 第1の金属部材と第2の金属部材と
    を、該両金属部材間の加熱及び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、 上記加熱の停止に伴う冷却時に上記加圧力を接合時より
    も低い所定値まで低下させて加圧を継続させるように構
    成されていることを特徴とする金属部材の接合装置。
  12. 【請求項12】 請求項11記載の金属部材の接合装置
    において、 第1及び第2の金属部材間の通電に伴う発熱により加熱
    を行うように構成されていることを特徴とする金属部材
    の接合装置。
  13. 【請求項13】 請求項11又は12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の低いろ
    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。
  14. 【請求項14】 請求項11、12又は13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。
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