JPH1190651A - 金属部材の接合方法及び接合装置 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】 【課題】 バルブシート３をシリンダヘッド本体２のポ
ート２ｂ開口周縁部（接合面部２ａ）に拡散接合して得
られるシリンダヘッド１について、従来よりも接合強度
を大きくし、かつ焼入れによる硬度の上昇を少なくす
る。 【解決手段】 予めバルブシート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を介してろう材層７
を形成しておく。バルブシート３とシリンダヘッド本体
２とを加圧しつつ、大小の電流値の繰り返しからなるパ
ルス電流を通電する。パルス通電に伴う発熱及び加圧に
より、ろう材及びシリンダヘッド本体２の溶融反応層６
を形成しかつ溶融したろう材を両部材２，３の接合面部
２ａ，３ａ，３ｂ間から排出しながら、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する。

Description

【発明の詳細な説明】

【０００１】

【発明の属する技術分野】本発明は、第１の金属部材と
第２の金属部材とが拡散接合されてなる金属部材の接合
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焼ばめによる
方法がよく知られている。

【０００３】また、例えば特開平８−１００７０１号公
報に示されているように、バルブシートとＡｌ系シリン
ダヘッド本体とをＡｌ−Ｚｎ系ろう材及びフッ化物系フ
ラックスによりろう付け接合するようにすることが提案
されている。

【０００４】さらに、例えば特開昭５８−１３４８１号
公報に示されているように、両部材の接合面部における
接触抵抗加熱を利用した抵抗溶接により金属部材同士を
接合する方法が知られている。そして、この抵抗溶接で
は、例えば特開平６−５８１１６号公報に示されている
ように、焼結材で構成されたバルブシートの空孔に金属
を溶浸することによって、焼結材内部の発熱量を低減し
て接合面部での発熱量を増大させるようにすることや、
例えば特開平８−２７０４９９号公報に示されているよ
うに、バルブシートの表面に皮膜を形成し、その皮膜を
シリンダヘッド本体との結合時に溶融させるようにする
ことが提案されている。

【０００５】また、例えば特開平８−２００１４８号公
報に示されているように、バルブシートとシリンダヘッ
ド本体とを、シリンダヘッド本体の接合面部に塑性変形
層を形成しつつ溶融反応層を形成することなく固相拡散
接合（圧接接合）するようにすることが提案されてい
る。

【０００６】

【発明が解決しようとする課題】しかし、上記従来例の
ように金属部材同士を焼ばめにより接合する方法では、
被接合金属部材の脱落を確実に防止しかつ焼ばめ時の締
付力に耐えるようにするために、被接合金属部材を比較
的大きくしておく必要がある。このため、シリンダヘッ
ドではバルブシートの肉厚や幅が大きくなり、ポート間
隔を狭くしたりスロート径を大きくしたりするには限界
がある。さらに、バルブシート及びシリンダヘッド本体
間には断熱層が存在するので、熱伝導率が低くなってバ
ルブ及びバルブシート近傍の温度を有効に低下させるこ
とができないという問題がある。

【０００７】また、ろう付けや抵抗溶接により金属部材
同士を接合する方法では、両部材間の熱伝導率を向上さ
せることはできるものの、基本的に接合強度が低く、バ
ルブシートとシリンダヘッドとの接合に採用するのは困
難である。特にろう付けによる接合方法では、炉の中で
長時間加熱する必要があるので、インライン化対応も不
可能、事前に熱処理を施したアルミ部材では熱処理効果
が失われる、また、アルミニウム鋳物用ろう材は融点が
低く、耐熱性が低いという問題がある。

【０００８】一方、上記固相拡散接合方法では、焼ばめ
による接合方法よりもバルブシートを格段に小形化する
ことができ、エンジンの設計自由度を向上させることが
できるという利点を有するが、固相拡散接合であるた
め、加圧力や電流量等の接合条件に厳格な管理が必要で
ある。特に、Ａｌ系のシリンダヘッド本体とＦｅ系のバ
ルブシートとの接合では、Ｆｅ−Ａｌという脆い金属間
化合物の発生を抑えつつＦｅ及びＡｌの原子を拡散させ
るという相反することを行う必要があるため、接合条件
の設定をより厳格に行う必要がある。

【０００９】本発明は斯かる諸点に鑑みてなされたもの
であり、その目的とするところは、第１の金属部材を第
２の金属部材に接合する場合に、上記従来の接合方法を
改良することによって、従来よりも高い接合強度を有す
る金属部材を短時間で容易に得ることにある。

【００１０】

【課題を解決するための手段】上記の目的を達成するた
めに、この発明では、第１の金属部材と第２の金属部材
とを、加圧した状態下でパルス電流により通電加熱して
拡散接合することとした。

【００１１】具体的には、請求項１に記載の発明は、第
１の金属部材を第２の金属部材の接合面に当接させた状
態で加圧及び通電加熱することによって、該両部材を拡
散接合する金属部材の接合方法であって、通電電流を、
大小の電流値の繰り返しからなるパルス電流としたもの
である。

【００１２】このことにより、最初の大電流値パルスの
通電時に、第１の金属部材と第２の金属部材との間の接
触抵抗により大きな抵抗発熱が生じる。そのため、両部
材間の接合面部の温度が上昇し、両部材の拡散接合が始
まる。その後、温度が少し低下した時点で２回目以降の
大電流値パルスの通電が行われる。このとき、両部材間
の接合面部では、冶金的接合により接触抵抗が低下して
いるので、最初の大電流値パルス通電時と異なり、抵抗
発熱量は減少する。そのため、両部材の温度は徐々に低
下し、徐冷されるので、その硬さが大きく上昇すること
が防止される。その結果、加工性に優れ、種々の用途に
便利な接合金属部材が得られる。

【００１３】請求項２に記載の発明は、請求項１に記載
の金属部材の接合方法において、予め第１の金属部材の
表面部に、前記両金属部材よりも融点の低いろう材と該
第１の金属部材との拡散層を形成すると共に、該第１の
金属部材の表面部に該拡散層を介して上記ろう材層を形
成しておき、上記第１の金属部材と第２の金属部材とを
加圧、及び上記ろう材の融点以上の温度への通電加熱を
行うことにより、上記ろう材と第２の金属部材との拡散
層を形成しかつ溶融したろう材を該両部材の接合面部間
から排出しながら、該両部材を上記両拡散層を介した液
相拡散状態で接合することとしたものである。

【００１４】このことにより、ろう材を排出して拡散層
を介した状態で第１の金属部材と第２の金属部材とを液
相拡散接合するので、第２の金属部材表面部の酸化被膜
や汚れ等がろう材と共に排出されると共に、ろう材層を
介さずに拡散層が直接的に接合され、拡散がより一層促
進される。しかも、その拡散は液相拡散であるので、極
めて速く行われる。また、ろう材を溶融しかつ排出する
ことが可能なように加圧力や電流値を設定するだけで済
むので、高い接合強度が得られる条件範囲が広い。さら
に、通常、ろう材の融点は低いが、そのろう材は排出さ
れ、僅かに残っていたとしても、ろう材の成分の割合が
拡散層の形成により変化するので、接合後のろう材の融
点を高くすることができる。よって、インラインの作業
で、接合強度が高くかつ使用したろう材以上の耐熱性を
有する接合金属部材を得ることができる。

【００１５】請求項３に記載の発明は、請求項２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、Ｆ
ｅ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としたもので
ある。

【００１６】このことにより、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１〜２に
記載の接合方法に最適な材料の組合せが得られる。

【００１７】請求項４に記載の発明は、請求項２〜３の
いずれか一つに記載の金属部材の接合方法において、第
１の金属部材とろう材との拡散層は、該第１の金属部材
の表面部に超音波振動を付与してろう材をコーティング
することとしたものである。

【００１８】このことにより、超音波によるキャビテー
ション作用により第１の金属部材の表面部の酸化被膜や
メッキ層が破壊されるので、ろう材を第１の金属部材の
表面部に擦りつけるという機械的な摩擦を利用する方法
よりも確実にろう材を第１の金属部材側に拡散させるこ
とができる。また、フラックスを用いたろう付けを行う
場合のようなフラックス除去のための後工程が不要であ
る。よって、簡単な方法で拡散層を確実に形成すること
ができ、接合強度のより高い接合金属部材が得られる。

【００１９】請求項５に記載の発明は、請求項１〜４の
いずれか一つに記載の金属部材の接合方法において、第
１の金属部材を第２の金属部材に当接させる前に、予め
該第１の金属部材の内部に高電気伝導率材料を溶浸する
こととしたものである。

【００２０】このことにより、高電気伝導率材料が第１
の金属部材内部の空孔に溶浸するので、鍛造と同様の効
果が得られると共に、通電時に第１の金属部材内部の発
熱を抑制してろう材を有効に溶融させることができる。
よって、接合金属部材の接合強度を有効に向上させるこ
とができる。

【００２１】請求項６に記載の発明は、請求項１〜５の
いずれか一つに記載の金属部材の接合方法において、第
１の金属部材と第２の金属部材との拡散接合は、第２の
金属部材の接合面部を塑性流動させて行うこととしたも
のである。

【００２２】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て接合面から排出されるの
で、ろう材を第２の金属部材側に確実に拡散させること
ができると共に、第２の金属部材の表面を特に保護して
おく必要はない。一方、第２の金属部材の塑性流動は、
第１の金属部材及び第２の金属部材を加圧するときにそ
の加圧力を利用することで容易に行うことができ、特別
な手段は不要である。よって、簡単な方法で拡散層を確
実に形成することができ、接合金属部材の接合強度のさ
らなる向上化を図ることができる。

【００２３】請求項７に記載の発明は、第１の金属部材
を第２の金属部材に拡散接合する金属部材の接合装置で
あって、上記第１の金属部材を上記第２の金属部材の接
合面に当接させ、該接合面に圧力が加わるように該両部
材を加圧する加圧手段と、上記両部材のいずれか一方か
ら他方に向かって上記接合面を通過して流れる電流を流
す電極と、上記加圧手段によって上記両部材を加圧した
状態において、大小の電流値の繰り返しからなるパルス
電流を上記電極に供給するパルス電流発生手段とを備え
ていることとしたものである。

【００２４】このことにより、請求項１に記載の発明に
よる接合方法を実現する金属部材の接合装置が得られ、
請求項１に記載の発明と同様の作用効果が得られる。

【００２５】請求項８に記載の発明は、請求項７に記載
の金属部材の接合装置において、パルス電流発生手段
は、予め拡散層、及び上記両金属部材よりも融点の低い
ろう材層が形成された第１の金属部材を第２の金属部材
の接合面に加圧手段によって当接加圧させた状態で上記
ろう材の融点以上の温度への通電加熱を行うことによ
り、ろう材と第２の金属部材との拡散層を形成しかつ溶
融したろう材を該両部材の接合面部間から排出しなが
ら、該両部材を上記両拡散層を介した液相拡散状態で接
合するように構成されていることとしたものである。

【００２６】このことにより、請求項２に記載の発明に
よる接合方法を実現する金属部材の接合装置が得られ、
請求項２に記載の発明と同様の作用効果が得られる。

【００２７】請求項９に記載の発明は、請求項７〜８の
いずれか一つに記載の金属部材の接合装置において、パ
ルス電流発生手段は、第１の金属部材を第２の金属部材
の接合面に当接させた状態で第２の金属部材の接合面部
が塑性流動しながら該両部材が拡散接合するように加圧
手段によって加圧された状態で通電加熱を行うように構
成されていることとしたものである。

【００２８】このことにより、請求項６に記載の発明に
よる接合方法を実現する金属部材の接合装置が得られ、
請求項６に記載の発明と同様の作用効果が得られる。

【００２９】

【発明の実施の形態】

（基本形態）まず、本発明の適用対象として、エンジン
のシリンダヘッド１をシリンダヘッド本体２に連続通電
によって拡散接合する接合方法及び接合装置を、基本形
態として説明する。

【００３０】図１は、本発明の実施形態１に係る接合金
属部材としてのエンジンのシリンダヘッド１の要部を示
し、このシリンダヘッド１は、ベース部材（第２の金属
部材）としてのシリンダヘッド本体２における４つの吸
気及び排気用ポート２ｂ，２ｂ，…の開口周縁部つまり
バルブが当接する位置に略リング状のバルブシート３，
３，…（第１の金属部材）が後述の如く接合されてなる
ものである。上記各ポート２ｂの開口周縁部はシリンダ
ヘッド１の下側から見て略正方形状に並べられており、
その各開口周縁部は各バルブシート３との接合面部２ａ
とされている。

【００３１】上記各バルブシート３の内周面部はバルブ
当接面部３ｃとされて、バルブ上面の形状に沿うように
上方に向かって径が小さくなるテーパ状に形成されてい
る。また、各バルブシート３の外周面部は、シリンダヘ
ッド本体２との第１接合面部３ａであって、内周面と同
様にテーパ状に形成されている。さらに、各バルブシー
ト３の上面部は、シリンダヘッド本体２との第２接合面
部３ｂであって、内周側に向かって上方に傾斜してい
る。

【００３２】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との拡散層た
る拡散接合層５が形成されている。すなわち、この拡散
接合層５は、上記ろう材のＺｎ成分がバルブシート３側
に拡散することにより形成されたＦｅ−Ｚｎからなって
いる。

【００３３】一方、上記シリンダヘッド本体２はＡｌ系
材料からなり、このシリンダヘッド本体２の各バルブシ
ート３との接合面部２ａには上記ろう材と該シリンダヘ
ッド本体２との拡散層たる溶融反応層６が形成されてい
る。すなわち、この溶融反応層６は、上記ろう材のＺｎ
成分が溶融状態でシリンダヘッド本体２側に液相拡散す
ることにより形成されたＡｌ−Ｚｎからなっている。

【００３４】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。

【００３５】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）。

【００３６】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。

【００３７】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。

【００３８】続いて、図５（ａ）に模式的に示すよう
に、上記バルブシート３の接合面に拡散接合層５を介し
てろう材層７を形成する。このバルブシート３にろう材
層７及び拡散接合層５を形成するには、ろう材浴中のバ
ルブシート３の表面部に超音波振動の付与によりろう材
をコーティング（超音波メッキ）する。すなわち、図６
に示すように、振動板１１の一端部を超音波発振機１２
に取り付け、上記バルブシート３をこの振動板１１の他
端部の上面に載せた状態で有底状容器１３内のろう材浴
１４に浸漬する。この状態で上記超音波発振機１２から
振動板１１を介して超音波振動をバルブシート３に付与
すると、超音波によるキャビテーション作用によりバル
ブシート３の表面部のＣｕメッキ層や僅かに形成されて
いた酸化被膜が破壊され、ろう材のＺｎ成分がバルブシ
ート３側に拡散してＦｅ−Ｚｎからなる拡散接合層５が
形成されると共に、この拡散接合層５の表面側にろう材
層７が形成される。このことで、ろう材をバルブシート
３の表面部に擦りつけるという機械的な摩擦を利用する
方法よりも確実かつ容易に拡散接合層５を形成すること
ができる。尚、上記超音波メッキの条件としては、例え
ば、ろう材浴温度を４００℃、超音波出力を４００Ｗ、
超音波振動付与時間を２０秒にそれぞれ設定すればよ
い。

【００３９】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。

【００４０】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。

【００４１】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に拡大して示すように、支持本体２１の鉛直部２１
ｃ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。

【００４２】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。

【００４３】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のろう材を溶融させる。この電流
値は７０ｋＡ程度が望ましい。

【００４４】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）。

【００４５】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。

【００４６】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。

【００４７】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の開口側が低くな
り、その分だけ接触抵抗が高くなっているので、開口側
の発熱量が過大となり、アルミニウムが局部的に溶解し
てバルブシートとの隙間が生じることがある。これを防
止するため、図８（ａ）及び（ｂ）に示すように、上側
電極２４の下面部において支持本体２１開口側に切欠部
２８を形成してもよい。この場合、バルブシート３及び
シリンダヘッド本体２の支持本体２１開口側に相当する
部分では電流値が小さくなる。このため、シリンダヘッ
ド本体２における支持本体２１の開口側が局所的に溶融
してバルブシート３との間に隙間が生じるということは
ない。また、加圧シリンダ２２のシリンダロッド２３と
上側電極２４との中心軸が一致しているので、それらが
一致していない装置に比べて上側電極２４全体における
加圧力の差や上側電極２４の水平方向位置の変化を小さ
くすることができ、切欠部２８の切欠きの程度は少なく
て済むと共に、シリンダヘッド本体２の接合面部２ａに
対するバルブシート３の芯ずれを防止することができ
る。尚、上記切欠部２８を設ける代わりに上側電極２４
の下面部に絶縁部材を貼り付けることでも、シリンダヘ
ッド本体２の局所的な溶融を防止することができる。

【００４８】続いて、通電の開始から１．５〜２．５秒
経過後に溶接電源２６をＯＦＦして通電を停止すると、
バルブシート３はシリンダヘッド本体２の接合面部２ａ
に完全に埋め込まれた状態となる（図４（ｃ）参照）。
このとき、加圧は停止しないでそのまま継続させる。す
なわち、溶融反応層６が完全に凝固するまで加圧力を保
持して、バルブシート３とシリンダヘッド本体２との熱
膨脹率が異なることによる各接合面部２ａ、３ａ，３ｂ
での剥離や割れを防止する。

【００４９】尚、図１０に示すように、通電の停止と略
同時に加圧力を低下させるのがより望ましい。すなわ
ち、大きな加圧力では変形能が小さくなる凝固直後にお
いて各接合面部２ａ，３ａ，３ｂで割れが生じる可能性
が高いので、収縮変形に追従させ得る程度の加圧力まで
低下させて、凝固後の各接合面部２ａ，３ａ，３ｂでの
割れを確実に防止する。

【００５０】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。

【００５１】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。

【００５２】したがって、上記基本形態では、バルブシ
ート３とシリンダヘッド本体２とを、通電に伴う発熱及
び加圧により、拡散接合層５及び溶融反応層６を介した
液相拡散状態で接合するようにしたので、接合強度が高
くかつ使用したろう材以上の耐熱性を有するシリンダヘ
ッド１を短時間で得ることができる。また、ろう材を溶
融しかつ排出することが可能なように加圧力や電流値を
設定するだけで済むので、高い接合強度が得られる条件
範囲が広い。しかも、焼ばめによる接合方法よりもバル
ブシート３を格段に小形化することができるので、２つ
のポート２ｂ，２ｂの間隔を狭くしたりスロート径を大
きくしたりすることができる。さらに、断熱層が生じる
ことはなくてバルブ近傍の熱伝導率を向上させることが
でき、しかも、ポート２ｂ，２ｂ間に設けた冷却水通路
をバルブシート側により近づけることが可能であるの
で、バルブ近傍の温度を有効に低下させることができ
る。さらに、グロープラグやインジェクタをポート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。

【００５３】尚、上記基本形態では、各バルブシート３
を焼結により製造してその内部にＣｕ系材料を溶浸する
ようにしたが、各バルブシート３内部の密度がある程度
確保されていれば、必ずしも溶浸する必要はない。ま
た、各バルブシート３を、焼結した後に鍛造を行って得
られる焼結鍛造材とすることにより、溶浸するのと同様
に、バルブシート３内部の空孔をなくすことができるの
で、ろう材を効果的に排出することができる。

【００５４】（実施形態１）次に、上記基本形態を対象
として、通電電流をパルス電流とした本発明に係る実施
形態を、実施形態１として説明する。

【００５５】図１２に示すように、実施形態１では、バ
ルブシート３及びシリンダヘッド本体２の接合時におけ
る通電の制御方法が上記基本形態と異なる。

【００５６】すなわち、この実施形態では、一定の電流
値で連続して電流を流すのではなく、大小の電流値の繰
り返しからなるパルス通電としたものである。このパル
ス通電の大きい側の電流値は約７０ｋＡで一定であり、
小さい側の電流値は０に設定している。また、大電流値
パルスの通電時間は０．２５〜１秒であり、小電流値パ
ルスの通電時間（電流を流していない時間）は０．１〜
０．５秒程度である。さらに、大電流値パルス数は３〜
９パルス（図１２では４パルス）が望ましい。尚、加圧
開始から最初の大電流値パルスの通電開始までの時間及
び最後の大電流値パルスの通電停止から加圧停止までの
時間は上記基本形態と同じ１．５秒である。

【００５７】このようなパルス通電を行ったときのバル
ブシート３の温度変化を図１３に示す。つまり、Ｆｅ系
材料からなるバルブシート３の熱容量はかなり小さいた
めに、バルブシート３の抵抗発熱による温度上昇が激し
く、特にその上下方向中央部では、上側電極２４やシリ
ンダヘッド本体２への放熱が容易な上下端部に比べて放
熱し難く、最初の大電流値パルスの通電時には、バルブ
シート３及びシリンダヘッド本体２間の接触抵抗が高い
ので、抵抗発熱量も大きくてバルブシート３の上下方向
中央部の温度は、その最初の大電流値パルスの通電停止
時にはＡ１変態点以上となっている。この段階で、バル
ブシート３はシリンダヘッド本体２に殆ど完全に埋め込
まれた状態となっているので、通電を完全に停止するこ
とも可能であるが、通電を停止するとバルブシート３は
Ａ１変態点以上の温度から急激に冷却されるので、その
上下方向中央部には焼きが入って硬さが上昇してしまう
ことになる。

【００５８】そこで、温度が少し低下した時点で２回目
の大電流値パルスの通電を行う。このとき、最初の大電
流値パルスの通電時とは異なり、冶金的接合により接触
抵抗が小さくなって抵抗発熱量は減少し、バルブシート
３からシリンダヘッド本体２への放熱も行われやすいの
で、最初と同じ電流値であってもバルブシート３の温度
はそれ程上昇はせず、このことを繰り返すことにより、
徐冷されるため、バルブシートの硬さは殆ど上昇しな
い。

【００５９】したがって、上記実施形態１では、パルス
通電によりバルブシート３の上下方向中央部の温度を徐
々に低下させるようにしたので、バルブシート３の硬さ
が大きく上昇することはなく、その内周面部を切削加工
するときの加工性の悪化を防止することができる。ま
た、バルブ当接面部３ｃが硬くなりすぎることによって
バルブが摩耗し易くなるのを有効に抑制することができ
る。

【００６０】尚、上記実施形態１では、パルス通電の大
電流値を一定とし、小電流値を０としたが、これに限ら
ず、例えば、図１４（ａ）に示すように、大電流値を段
階的に低下させていってもよく、図１４（ｂ）に示すよ
うに、小電流値を０とせずに大電流値と０との中間値に
設定してもよい。また、図１４（ｃ）に示すように、最
初の大電流値パルスの通電に続いて小電流値パルス（図
１４（ｃ）では０）を通電した後、電流値を時間に対し
て比例して減少させる連続通電に切り替えてもよく、最
初の大電流値パルスの通電停止後は、バルブシート３を
徐冷可能であれば、どのような通電制御を行ってもよ
い。

【００６１】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。

【００６２】なお、上記の実施形態は、被接合金属部材
であるバルブシート３とベース部材であるシリンダヘッ
ド本体２とをパルス通電により液相拡散接合したもので
あるが、パルス通電による拡散接合は、液相拡散接合に
限定されるものではない。すなわち、被接合金属部材と
ベース部材とを固体のまま接合する固相拡散接合におい
て上記パルス通電を行ってもよい。

【００６３】本実施形態に係る接合方法は、図７に示す
接合装置２０の溶接電源２６が、電極２３，２４間に上
記パルス電流を供給することによってなされる。つま
り、溶接電源２６は、本発明でいうところのパルス電流
発生手段となる。

【００６４】（実施形態２）実施形態２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）
を有しているものである。まず、本発明によるパルス通
電を適用する対象として、連続通電を行う実施形態につ
いて説明する。

【００６５】図１６は本発明によるパルス通電の適用対
象となる基本の実施形態を示し、バルブシート３及びシ
リンダヘッド本体２の接合時における通電の制御方法を
上記基本形態及び実施形態１と異ならせたものである。

【００６６】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。

【００６７】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。

【００６８】先ず、通電開始時には、上記実施形態１で
説明したように、バルブシート３はＡｌ系材料からなる
シリンダヘッド本体２よりも格段に温度が上昇するの
で、熱膨張率（線膨脹係数）がシリンダヘッド本体２よ
りも小さいにも拘らず、熱膨張量は大きい。このため、
バルブシート３がシリンダヘッド本体２に殆ど完全に埋
め込まれた状態で通電を完全に停止すると、バルブシー
ト３の収縮量がシリンダヘッド本体２よりも大きいの
で、バルブシート３に引張の熱応力が生じる。

【００６９】そこで、初期電流値よりも小さい電流値に
切り替えて通電を行うと、上記実施形態１と同様に、バ
ルブシート３の温度は徐々に低下していく。一方、シリ
ンダヘッド本体２の温度はバルブシート３からの熱によ
り上昇するので、バルブシート３とシリンダヘッド本体
２との温度差は小さくなる。この状態で、通電を停止す
れば、収縮量の差は小さくなり、バルブシート３に生じ
る熱応力を低減することができる。

【００７０】したがって、上記実施形態では、バルブシ
ート３がシリンダヘッド本体２に殆ど完全に埋め込まれ
た状態で初期電流値よりも小さい電流値に切り替えるよ
うにしたので、バルブシート３及びシリンダヘッド本体
２の熱容量及び熱膨張率の差に起因して生じる熱膨張量
（収縮量）の差を小さくすることができる。よって、バ
ルブシート３に生じる引張の熱応力を低減し、その内周
面部に縦クラックが発生するのを防止することができ
る。

【００７１】尚、上記実施形態では、リミットスイッチ
の作動による切替後の電流値を一定としたが、これに限
らず、例えば、図１７（ａ）に示すように、切替後の電
流値を時間に対して比例するように低下させていっても
よい。

【００７２】本発明に係る実施形態２は、図１７（ｂ）
に示すように、上記実施形態１と同様に、リミットスイ
ッチの作動後は大電流値が初期電流値よりも小さいパル
ス通電としたものである。なお、上記説明より明らかな
ように、実施形態１と同じ通電制御方法であっても、上
記と同様の作用効果を得ることができる。

【００７３】また、上記実施形態では、リミットスイッ
チによりバルブシート３の高さ方向の位置を検出して電
流値を切り替えるようにしたが、光センサ等の位置検出
手段を用いてもよく、位置を検出する代わりに時間で電
流値を切り替えるタイミングを制御してもよい。この場
合、通電開始から０．２５〜１秒、望ましくは０．２５
〜０．５秒で電流値を切り替える。この時間であればバ
ルブシート３がシリンダヘッド本体２に殆ど完全に埋め
込まれた状態で切り替わることになる。

【００７４】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。

【００７５】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。

【００７６】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。

【００７７】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。

【００７８】（実施形態３）図２０は、本発明の実施形
態３に係る接合装置２０の要部を示し（尚、図７と同じ
部分についてはその詳細な説明は省略し、異なる箇所の
みを説明する）、通電経路を上記実施形態１〜２とは異
ならせたものである。

【００７９】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１〜２と同様に、下側電極２５を有
するが、この下側電極２５は溶接電源２６には接続され
ておらず、バルブシート３及びシリンダヘッド本体２を
加圧するためにのみ用いられている。そして、上側電極
２４は２つの第１及び第２電極２４ａ，２４ｂからな
り、この第１電極２４ａは上記実施形態１〜２と同じも
のである。一方、上記第２電極２４ｂは、第１電極２４
ａ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。

【００８０】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。

【００８１】したがって、上記実施形態３では、未接合
バルブシート３を接合するときに、既接合バルブシート
３側では抵抗発熱量が小さく既接合バルブシート３の内
部温度が未接合バルブシート３のように上昇することは
ないが、カーボン製の第２電極２４ｂが自己発熱するの
で、上記実施形態１で説明したように、既接合バルブシ
ート３に焼きが入って硬さが上昇していたとしても、適
度に焼戻しを行うことが可能となる。しかも、インライ
ンで工程を増やすことなく既接合バルブシート３の焼戻
しを行うことができる。よって、接合時におけるバルブ
シート３の硬さの上昇という熱影響を効果的に抑えるこ
とができる。

【００８２】尚、上記実施形態３では、第２電極２４ｂ
をカーボン製としたが、これは最も自己発熱量が大きい
材料であるので、既接合バルブシート３の温度が高くな
りすぎる場合には、第２電極２４ｂを、例えば、鉄製又
は黄銅製として焼戻しを有効に行えるものを選択すれば
よい。

【００８３】（実施形態４）図２１は、本発明の実施形
態４に係る接合金属部材としてのディーゼルエンジンの
ピストン４１を示し、このピストン４１は、上記基本形
態と同様に、Ａｌ系材料からなるピストン本体４２（ベ
ース部材）の上部外周部にＦｅ系材料からなる耐摩環４
３（非接合金属部材）が、またピストン本体４２の上部
中央部に設けた燃焼室４２ａ内の壁部表面部にＦｅ系の
遮熱部材４４（非接合金属部材）がそれぞれ接合されて
なる。

【００８４】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。

【００８５】一方、ピストン本体４２の燃焼室４２ａ内
の壁部には、特に角隅部にクラックが生じ易いという問
題がある。しかし、この実施形態では、燃焼室４２ａ内
のリップ部に強化部材４４、例えばオーステナイト系ス
テンレス鋼などが接合されているので、燃焼室４２ａ内
の壁部にクラックが発生するのを防止することができ
る。

【００８６】（実施形態５）図２２は、本発明の実施形
態５に係る接合金属部材としてのエンジンのシリンダブ
ロック５１の要部を示し、このシリンダブロック５１
は、Ａｌ系材料からなるシリンダブロック本体５２（ベ
ース部材）のウォータージャケット５２ａの上部にＦｅ
系材料からなるリブ部材５３（非接合金属部材）が接合
されてなる。尚、５４は気筒内周面部に嵌め込まれた鋳
鉄製のライナである。

【００８７】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。

【００８８】

【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、ベース部材として、図２３に示すように、
Ａｌ合金鋳物（ＪＩＳ規格Ｈ５２０２に規定されている
ＡＣ４Ｄ）で試験片６１を鋳造した。そして、この試験
片６１に対してＴ６熱処理を施した。

【００８９】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）。

【００９０】この表１において、ろう材コーティング方
法の欄における「Ｆｒｉｃｔｉｏｎ」とは、バルブシー
トの表面部に拡散接合層及びろう材層を形成する際、ろ
う材を擦りつけることによりコーティングを行う方法の
ことである。一方、「超音波」とは、上記基本形態で説
明したように、超音波メッキによりろう材のコーティン
グを行う方法のことである。また、シート形状の欄にお
ける「薄肉」とは、図２４に示すように、バルブシート
が最終形状に近い形状をして肉厚が薄いことをいう。一
方、「厚肉」とは、図２５に示すように、上記実施形態
と同様の形状をして肉厚が厚いことをいう。

【００９１】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。

【００９２】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。

【００９３】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。

【００９４】上記実施例１〜５の各バルブシートを、上
記基本形態と同様にして、接合装置により上記試験片６
１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。

【００９５】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）。

【００９６】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。

【００９７】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。

【００９８】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。

【００９９】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。

【０１００】そして、実施例３と実施例４とを比較する
ことにより、第１接合面部のテーパ角θ１が大きい実施
例４の方が、上記基本形態で説明したように、酸化皮膜
破壊作用効果が優れていて、接合強度は大きくなること
が判る。

【０１０１】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。

【０１０２】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。

【０１０３】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。

【０１０４】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。

【０１０５】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。

【０１０６】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。

【０１０７】そして、パルス通電及び連続通電により接
合したものについて、各々、バルブシートの上下両端部
（Ａ部）及び上下方向中央部（Ｂ部）における接合前及
び接合後の硬さ、試験片６１においてバルブシートの第
１接合面部と第２接合面部との角部から該試験片６１の
外周側に向かってバルブシートが接合された側と反対側
に約４５°傾いた方向に沿った所定距離ごとの硬さ並び
に抜き荷重を測定した。

【０１０８】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。

【０１０９】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。

【０１１０】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。

【０１１１】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）。

【０１１２】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。

【０１１３】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。

【０１１４】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。

【０１１５】

【発明の効果】以上説明したように、請求項１または７
に記載の発明では、第１の金属部材を第２の金属部材の
接合面に当接させた状態で加圧し、大小の電流値の繰り
返しからなるパルス電流で通電加熱することにより、両
部材を拡散接合することとしている。そのため、最初の
大電流値パルスの通電時には、両部材間に大きな抵抗発
熱が生じ、両部材が拡散接合される一方、２回目以降の
大電流値パルスの通電時では、両部材の冶金的接合によ
る接触抵抗の低下により抵抗発熱量が減少し、金属部材
は徐冷される。その結果、金属部材の硬さの上昇が抑制
される。従って、加工性等に優れ、種々の用途に便利な
金属部材を得ることができる。

【０１１６】請求項２または８に記載の発明では、予め
第１の金属部材の表面部に、ろう材と第１の金属部材と
の拡散層を介してろう材層を形成しておき、この第１の
金属部材と第２の金属部材とを、該両部材間の通電に伴
う発熱及び加圧により、ろう材及び第２の金属部材の拡
散層を形成しかつ溶融したろう材を両部材の接合面部間
から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散状態
で接合するようにした。したがって、インラインの作業
で、接合強度が高くかつ使用したろう材以上の耐熱性を
有する金属部材が得られる。

【０１１７】請求項３に記載の発明では、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として材料の組合せの最適化を図
ることができる。

【０１１８】請求項４に記載の発明では、第１の金属部
材とろう材との拡散層は、超音波振動を付与して第１の
金属部材の表面部にろう材をコーティングすることによ
り形成するようにしたので、簡単な方法で拡散層を確実
に形成することができ、接合強度のより高い金属部材が
得られる。

【０１１９】請求項５に記載の発明では、第１の金属部
材と第２の金属部材とを接合する前に、予め第１の金属
部材の内部に高電気伝導率材料を溶浸するようにしたこ
とにより、金属部材の接合強度を効果的に向上させるこ
とができる。

【０１２０】請求項６または９に記載の発明では、第１
の金属部材と第２の金属部材との拡散接合を、第２の金
属部材の接合面部を塑性流動させて行うようにしたこと
により、簡単な方法で接合層を確実に形成することがで
き、接合金属部材の接合強度をさらに向上させることが
できる。

【図面の簡単な説明】

【図１】本発明の基本形態に係る接合金属部材としての
エンジンのシリンダヘッドの要部を示す断面図である。

【図２】バルブシート及びシリンダヘッド本体の接合状
態を模式的に示す断面図である。

【図３】バルブシートの接合前の形状を示す断面図であ
る。

【図４】バルブシートのシリンダヘッド本体への接合手
順を示す説明図である。

【図５】バルブシート及びシリンダヘッド本体の接合過
程を模式的に示す説明図である。

【図６】ろう材浴中のバルブシートの表面部に超音波振
動の付与によりろう材をコーティングしている状態を示
す説明図である。

【図７】接合装置を示す側面図である。

【図８】（ａ）は図７のVIII方向矢示図であり、（ｂ）
は上側電極の下面部の平面図である。

【図９】加圧及び通電の制御方法を示すタイミングチャ
ートである。

【図１０】加圧制御方法の他の例を示す図９相当図であ
る。

【図１１】Ａｌ−Ｚｎ合金の状態図である。

【図１２】実施形態１を示す図９相当図である。

【図１３】パルス通電によるバルブシート内部の温度変
化を示すグラフである。

【図１４】通電制御方法の他の例を示す図９相当図であ
る。

【図１５】バルブシート内周面部に冷却水を噴霧してい
る状態を示す断面図である。

【図１６】実施形態２を示す図９相当図である。

【図１７】通電制御方法の他の例を示す図９相当図であ
る。

【図１８】バルブシートを縮径方向にも加圧してその熱
膨張を抑えるようにしている状態を示す断面図である。

【図１９】バルブシートの他の形状例を示す図３相当図
である。

【図２０】実施形態３に係る接合装置によりバルブシー
ト及びシリンダヘッド本体を接合している状態を示す要
部断面図である。

【図２１】実施形態４に係る接合金属部材としてのエン
ジンのピストンを示す断面図である。

【図２２】実施形態５に係る接合金属部材としてのエン
ジンのシリンダブロックの要部を示す断面図である。

【図２３】試験片を示す断面図である。

【図２４】薄肉形状のバルブシートを示す断面図であ
る。

【図２５】厚肉形状のバルブシートを示す断面図であ
る。

【図２６】抜き荷重測定試験の要領を示す概略断面図で
ある。

【図２７】実施例１〜５及び比較例のバルブシートにお
いて抜き荷重測定試験の結果を示すグラフである。

【図２８】超音波メッキした直後のバルブシート表面部
の状態を示す顕微鏡写真である。

【図２９】実施例２におけるバルブシート及び試験片の
接合状態を示す顕微鏡写真である。

【図３０】抜き荷重測定試験後のバルブシート表面部の
状態を示す顕微鏡写真である。

【図３１】実施例５におけるバルブシート及び試験片の
接合状態を示す顕微鏡写真である。

【図３２】接合時加圧力と抜き荷重との関係を示すグラ
フである。

【図３３】試験片の接合面部からの距離による硬さの変
化を示すグラフである。

【図３４】連続通電及びパルス通電においてバルブシー
トの接合前後の硬さの変化を示すグラフである。

【図３５】連続通電及びパルス通電において試験片の接
合面部からの距離による硬さの変化を示すグラフであ
る。

【図３６】連続通電及びパルス通電において抜き荷重測
定試験の結果を示すグラフである。

【図３７】埋め込み量測定試験における埋め込み量ｙを
示す説明図である。

【図３８】加圧開始からの時間と埋め込み量ｙとの関係
を示すグラフである。

【図３９】バルブシートが焼結鍛造材のものと溶浸した
焼結材のものとにおいて試験片の接合面部からの距離に
よる硬さの変化を示すグラフである。

【図４０】焼結鍛造材からなるバルブシートと試験片と
の接合状態を示す顕微鏡写真である。

【図４１】焼結鍛造材からなるバルブシートと試験片と
の接合状態をさらに拡大して示す顕微鏡写真である。

【符号の説明】 １ シリンダヘッド ２ シリンダヘッド本体（第２の金属部材） ２ａ 接合面部 ２ｂ ポート ３ バルブシート（第１の金属部材） ３ａ 第１接合面部 ３ｂ 第２接合面部 ５ 拡散接合層 ６ 溶融反応層 ７ ろう材層 １４ ろう材浴

【表１】

【表２】

───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.⁶ 識別記号 ＦＩ Ｆ０１Ｌ 3/22 Ｆ０１Ｌ 3/22 Ｂ Ｆ０２Ｆ 1/24 Ｆ０２Ｆ 1/24 Ｓ // Ｂ２３Ｋ 103:20 (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 (9)

【特許請求の範囲】
1. 【請求項１】 第１の金属部材を第２の金属部材の接合
   面に当接させた状態で加圧及び通電加熱することによっ
   て、該両部材を拡散接合する金属部材の接合方法であっ
   て、 通電電流を、大小の電流値の繰り返しからなるパルス電
   流とした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に記載の金属部材の接合方法に
   おいて、 予め第１の金属部材の表面部に、前記両金属部材よりも
   融点の低いろう材と該第１の金属部材との拡散層を形成
   すると共に、該第１の金属部材の表面部に該拡散層を介
   して上記ろう材層を形成しておき、 上記第１の金属部材と第２の金属部材とを加圧、及び上
   記ろう材の融点以上の温度への通電加熱を行うことによ
   り、上記ろう材と第２の金属部材との拡散層を形成しか
   つ溶融したろう材を該両部材の接合面部間から排出しな
   がら、該両部材を上記両拡散層を介した液相拡散状態で
   接合することを特徴とする金属部材の接合方法。
3. 【請求項３】 請求項２に記載の金属部材の接合方法に
   おいて、 第１の金属部材は、Ｆｅ系材料からなり、 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。
4. 【請求項４】 請求項２〜３のいずれか一つに記載の金
   属部材の接合方法において、 第１の金属部材とろう材との拡散層は、該第１の金属部
   材の表面部に超音波振動を付与してろう材をコーティン
   グすることにより形成す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１〜４のいずれか一つに記載の金
   属部材の接合方法において、 第１の金属部材を第２の金属部材に当接させる前に、予
   め該第１の金属部材の内部に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。
6. 【請求項６】 請求項１〜５のいずれか一つに記載の金
   属部材の接合方法において、 第１の金属部材と第２の金属部材との拡散接合は、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。
7. 【請求項７】 第１の金属部材を第２の金属部材に拡散
   接合する金属部材の接合装置であって、 上記第１の金属部材を上記第２の金属部材の接合面に当
   接させ、該接合面に圧力が加わるように該両部材を加圧
   する加圧手段と、 上記両部材のいずれか一方から他方に向かって上記接合
   面を通過して流れる電流を流す電極と、 上記加圧手段によって上記両部材を加圧した状態におい
   て、大小の電流値の繰り返しからなるパルス電流を上記
   電極に供給するパルス電流発生手段とを備えていること
   を特徴とする金属部材の接合装置。
8. 【請求項８】 請求項７に記載の金属部材の接合装置に
   おいて、 パルス電流発生手段は、予め拡散層、及び上記両金属部
   材よりも融点の低いろう材層が形成された第１の金属部
   材を第２の金属部材の接合面に加圧手段によって当接加
   圧させた状態で上記ろう材の融点以上の温度への通電加
   熱を行うことにより、ろう材と第２の金属部材との拡散
   層を形成しかつ溶融したろう材を該両部材の接合面部間
   から排出しながら、該両部材を上記両拡散層を介した液
   相拡散状態で接合する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. 【請求項９】 請求項７〜８のいずれか一つに記載の金
   属部材の接合装置において、 パルス電流発生手段は、第１の金属部材を第２の金属部
   材の接合面に当接させた状態で第２の金属部材の接合面
   部が塑性流動しながら該両部材が拡散接合するように加
   圧手段によって加圧された状態で通電加熱を行うように
   構成されていることを特徴とする金属部材の接合装置。