JPS63139076A - セラミツク体と金属体との接合方法 - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 Ａ１発明の目的 テ１）　　産業上の利用分野 本発明は金属体と、成形および焼結工程を経て得られる
セラミック体との接合方法に関する。

（２）従来の技術 従来、この種接合方法として金属体とセラミック体とを
ろう接により接合することが知られている（特公昭６１
−９１０７３号公報参照）。

（３）発明が解決しようとする問題点 しかしながら、ろう接手段は、単にセラミ７り体と金属
体との両表面に対するろう材の濡れ性を狙ったものであ
るから、高温下等、苛酷な状況下においては接合強度が
不十分であるといった問題がある。また金属体とセラミ
ック体との熱膨張係数の差に起因して、ろう瞳部分が破
断するおそれもある。

本発明は前記に鑑み、金属体とセラミック体との接合強
度を大幅に向上させることのできる前記接合方法を提供
することを目的とする。

Ｂ２発明の構成 （１）問題点を解決するための手段 本発明は、金属体と、成形および焼結工程を経て得られ
るセラミック体とを接合するに当り、前記セラミック体
によりそれの成形に先立って配合された溶出可能粒子を
溶出して該セラミック体に、それの接合面に開口する多
数の連続気孔を形成する工程と；前記金属体の溶融状態
にある表層部を前記セラミック体の前記接合面に接触さ
せ、前記表層部を前記セラミック体の前記連続気孔に加
圧下で含浸させる工程と；を用いることを特徴とする。

（２）作　用 セラミック体への金属体表層部の含浸によりアンカ効果
が発生し、これにより両者の接合強度を大幅に向上させ
ることができる。

またセラミック体の連続気孔形成部は、その構成材料と
金属体の構成材料とよりなる複合部に変換され、その複
合部の熱膨張係数はセラミック体および金属体の再熱膨
張係数の中間値を呈するので、その複合部により両者の
熱膨張率の差を緩和して、両者間の接合部分における前
記差に起因した破断を防止することができる。

（３）実施例 第１図ｆａ）はセラミック体としてのタービン羽根車１
を示し、また同図（ｂｌはタービン羽根車１に接合され
る金属体としての超耐熱・耐食合金製回転軸２を示す。

この種合金としては、ＮＬ−Ｃｒ合金（例えば、インコ
ネル７１３Ｃ）　、Ｎｉ−Ｃｒ−ＭＯ鋼（例えば、ＪＩ
Ｓ　　ＳＮ０Ｍ４４７）等が用いられている。

タービン羽根車１は、羽根車本体３と、それと一体の接
合軸部４とよりなり、羽根車本体３は複数の羽根５を有
する支持部６、その支持部６に連設される大径軸部７お
よび大径軸部７端面に突設された小径軸部８を備えてい
る。接合軸部４は、小径軸部８の嵌入を許容し、また端
面が大径軸部７端面に衝合するような状態で羽根車本体
３と一体化されている。

タービン羽根車１は、原料の調製、成形および焼結の各
工程を経て製造される。

原料は羽根車本体３と接合軸部４とでは異なり、羽根車
本体３の原料としてはセラミック粉末、その粉末の焼結
温度で焼結作用を発揮する焼結助剤等が用いられ、また
接合軸部４の原料には、前記の外にその軸部４を連続気
孔を持つ三次元網目構造にするため、酸により溶出し得
る溶出可能粒子が用いられる。

セラミック粉末としては、５ｉｓＮ４．５ｉＣ１ＺｒＯ
ｚ　、ＴｉＣ，ＴｉＮ等の単独粉末およびこれらから選
択されたものの混合粉末が該当する。

焼結助剤としては、Ａｌｘ　Ｏｓ　、Ｙｚ　Ｏ：＋　、
Ｍｇｏ、Ｓｉｎ！等の単独粉末およびこれらから選択さ
れたものの混合粉末が該当する。

溶出可能粒子としては、”　ｚ　Ｏ３、Ｎ　ａ　Ｚ　Ｏ
ｌＳ　ｉ　Ｏｘ　、Ｍ　ｇ　０１ＫｚＯ１ＢｚＯｔ、Ｃ
ａＯおよび必要に応じてＣａ　Ｃｌ　ｚを混合、溶融、
冷却固化および微粉砕の各工程を経て製造されたものが
該当する。

原料の調製に当たっては、前記各種構成物質をボールミ
ル等の混合機を用いて所定時間混合し、それらを均一に
分散させる。

前記原料を用いて成形体を得る場合には、加圧成形法、
射出成形法、水を分散媒としたスリップキャスティング
法等が用いられる。

前記成形体に焼結処理を施す場合の条件は、Ｎ２ガス等
の不活性ガス雰囲気中にて１６００〜２０００℃、０．
５〜１２時間である。

前記焼結処理によって緻密な組織を有するタービン羽根
車１が得られる。このタービン羽根車ｌの緻密化の程度
は、主として焼結助剤の配合量ならびに焼結処理におけ
る温度および時間によって制御される。また溶出可能粒
子も焼結助剤的な機能をするので、接合軸部４において
は前記粒子の配合量も緻密化に関与する因子となる。

接合軸部４から溶出可能粒子を溶出するために用いられ
る酸としては、硝酸、塩酸等の単−酸、これらの混酸、
前記単一酸または前記混酸に少量のフッ化水素酸を添加
したもの等が用いられる。

多酸により溶出可能粒子を可溶性塩類に変えて接合軸部
４より溶出する。その際、酸を流通させると共にそれに
超音波振動を付与し、これにより気孔内における可溶性
塩類の沈積全回避し、また溶出反応を促進することがで
きる。

前記溶出処理によって、接合軸部４は接合面としての外
周面に開口する多数の連続気孔を持つ三次元網目構造と
なるもので、この場合接合軸部４の強度は、主としてそ
の気孔の大きさく直径）および気孔率により左右される
。

第２図は接合軸部の気孔率と曲げ強さとの関係を示し、
前記回転軸２との加圧下における接合を考慮すると、気
孔率は１０〜３０％が適当である。

また連続気孔の大きさは１〜ＩＯμｍが適当である。こ
のように連続気孔の大きさおよび気孔率を設定すること
により、前記焼結処理における緻密化に伴うセラミック
粉末の結晶成長もあって、接合軸部４の強度を向上させ
ることができる。

前記連続気孔の大きさおよび気孔率は溶出可能粒子の粒
径および配合量によって左右されるものであるから、前
記適当範囲を得ることができるように前記粒径および配
合量が決定される。

前記合金製回転軸２は、羽根車本体３における大径軸部
７の直径よりも大きな一辺を有する横断面四角形の角軸
部９と、それに連設される小径軸部１０とよりなり、角
軸部９にはタービン羽根車１の接合軸部４と嵌合する孔
部１１が形成される。

タービン羽根車１と回転軸２とを一体化する場合は、溶
出処理後の接合軸部４に、大気下または真空下における
加熱処理により表層部を溶融状態にした角軸部９の孔部
１１を嵌合し、次いで、大気下または真空下において角
軸部９をその外周から加圧することによって、孔部１１
の表層部を接合軸部４の連続気孔に含浸させるものであ
る。

この場合、角軸部９の加熱処理および加圧工程を真空下
で行う方が、その角軸部９の酸化を防止し得るので、接
合強度を増す上に有効である。

前記表層部の含浸によりアンカ効果が発生し、これによ
り接合軸部４と角軸部９、したがってタービン羽根車１
と回転軸２との接合強度を大幅に向上させることができ
る。この場合、接合軸部４の外周面および連続気孔内面
に蒸着等の手段により金属’ｉ！ｉｎＱを形成しておく
と、連続気孔内面等に対する表層部の濡れ性が良好にな
る。

また接合軸部４は、そのセラミック材料と角軸部９の金
属材料とよりなる複合部に変換され、その複合部の熱膨
張係数はタービン羽根車ｌおよび回転軸２の再熱膨張係
数の中間値を呈するので、その複合部によりタービン羽
根車１と回転軸２との熱膨張率の差を緩和して、両者１
．２間の接合部分における前記差に起因した破断を防止
することができる。

〔実施例■〕

ｆａｔ　　羽根車本体用原料の調製 セラミンク粉末 平均粒径０．５μｍ、最大粒径５μｍのＳ　ｒｓ　Ｎａ
　　　　　　　　　９０重量％焼結助剤粉末 ＹｔＯｓ　　　　　　　　　　　６重量％Ａｊ！ｚｏｉ
　　　　　　　　　　４重量％をボールミルにて２４時
間混合する。

ｆｂｌ　　接合軸部用原料の調製 先ず、溶出可能粒子を下記の手法を用いて製造する。

Ａｌｔｏｓ　　５．９重世％、Ｎａｚｏ　　１１．４重
量％、５ｈｏｚ　２５．２重量％、ＭｇＯ１３，０重量
％、Ｋ２Ｏ４，０重量％、Ｂｚ、０３３Ｂ、０重量％、
ＣａＯ２，５重量％よりなる配合物をボールミルにて十
分に混合し、その混合物を１４００℃まで昇温して溶融
し、その後溶融物を冷却固化する。その固化物に微粉砕
処理を施して平均粒径０．５μｍ、最大粒径５μｍの溶
出可能粒子を得る。この溶出可能粒子の粒度分布はセラ
ミック粉末のそれに合せである。

セラミック粉末 平均粒径０．５μｍ、最大粒径５μｍの５ｉｚＮ４　　
　　　　　　８１１重量％焼結助剤粉 末、０３　　　　　　　　　２重量％ Ａｚ、ｏ、　　　　　　　　　　３重量％溶出可能粒子
　　　　　　　１４重量％をボールミルにて２４時間混
合する。

前記ｆａ）の原料および分散媒として水を用い、スリッ
プキャスティング法を通用して羽根車本体３に対応する
成形体を得る。

前記（ｂ）の原料および分散媒として水を用い、スリッ
プキャスティング法を適用して接合軸部４に対応する成
形体を得ると同時にその成形体と前記成形体とを一体化
してタービン羽根車ｌに対応する最終成形体を作製する
。

前記最終成形体を焼結炉内に設置し、炉内にＮ２ガスを
流通させながら炉内温度を１６００℃まで昇温し、この
温度を２時間維持する。

この焼結処理によってタービン羽根車１を得る。

このタービン羽根車１における密度は、理論密度の９５
％以上であって非常に緻密であり、また室温での曲げ強
さは３点曲げ試験において８５〜９０ｋｇｆ／ｍｍ”で
ある。また破断面を走査型電子顕微鏡を用いて観察した
ところ、結晶の成長に伴いセラミック粉末は粒径３〜４
μｍの六角柱状晶となっており、結晶の異常成長は認め
られていない。

前記タービン羽根車１の接合軸部４に、以下に述べる溶
出処理を施す。

２５％の硝酸および０．１％のフン化水素酸よりなる混
酸を５０℃に加熱し、その混酸を流通させると共にそれ
に超音波振動を付与し、この状況下にある混故に接合軸
部４を３０分間浸漬して溶出可能粒子を？８出する。

接合軸部４の重量減少率は１５．０％であり、溶出可能
粒子の略全量が溶出されたことになる。

接合軸部４の破断面観察により、接合軸部４における連
続気孔の大きさは約２μｍ３また気孔率は１６％であり
、大部分の気孔が連続していることが確認されている。

焼結後の気孔率は見掛上θ％であったから、約１％の閉
鎖された気孔が存在することになる。

第３図に示すように、Ｎｉ−Ｃｒ合金（インコネル７１
３Ｃ）よりなる回転軸２の角軸部９を約１２００℃に加
熱し、その孔部１１に、予熱されたタービン羽根車１の
接合軸部４を嵌合し、両者１．２をプレス機１２に設置
する。そして真空下において上、下部パンチ１３．１４
により角軸部９を圧力２００　ｋｇ　ｆ　／龍”を以て
加圧し、孔部１１において溶融状態にある表層部を接合
軸部４の連続気孔に含浸させる。

前記接合作業後、回転軸２の角軸部９に仕上げ加工を施
して、第４図に示すタービン羽根車１および回転軸２の
接合体を得る。

この接合体において、連続気孔形成部である接合軸部４
は、第５図に示すように５ｉｚＮａを主体とするセラミ
ック材料Ｃ間の連続気孔Ｐを前記合金Ａが埋めた構造、
したがって両者Ｃ，Ａよりなる複合部に変換される。

この場合、タービン羽根車１および回転軸２の熱膨張係
数はそれぞれ３．ＯＸ　１０−ｈ／’Ｃおよび１６．７
　ｘ　１０−６／”ｃ、また複合部のそれは１０．５　
Ｘｌ　０−’／’Ｃであり、したがって複合部の熱膨張
係数は両者１，２の略中間値を呈する。

第６図はセラミック材料単体部、複合部および合金単体
部のクリープ特性を示す。測定条件は温度１０００℃、
荷重７．７ｋｇ／、、２である。線ｘ。

がセラミック材料４４体部に、線ｘ２が複合部に、線Ｘ
、が合金単体部にそれぞれ該当する。

第６図から明らかなように、複合部（線ｘ２）の歪率は
セラミック材料単体部（ｙＡｘ、）のそれに近く、した
がって複合部は大きな強度を有する。

〔実施例■〕

実施例Ｉの溶出可能粒子の粒度分布を平均粒径０．８μ
ｍ、最大粒径１０μｍに変更して実施例Ｉと同様のター
ビン羽根車１を得る。

そのタービン羽根車１の接合軸部４に実施例■と同様の
溶出処理を施して、大きさが約１０１１ｍの連続気孔を
形成する。

接合軸部４の外周面および連続気孔内面に、Ｃｕ−Ｎｉ
合金を蒸着法により付着させて薄膜を形成する。この場
合、連続気孔の大きさが約１０μｍと大きいので、その
目詰まりが回避される。

実施例■と同様の作業によって、接合軸部４と角軸部９
とを一体化する。

このようにして得られた複合部の破断面を観察したとこ
ろ、前記薄膜を介して前記Ｎｉ−Ｃｒ合金が接合軸部４
の外周面および連続気孔内面に十分に接合していること
が確認されている。

第７図は複合部におけるＮｉ−Ｃｒ合金含浸量と室温で
の曲げ強さとの関係を示し、また第８図はＮｉ−Ｃｒ合
金含浸量が３０体積％の複合部（線ｙ＋）およびＮｉ−
Ｃｒ合金含浸量が１５体積％の複合部（線ｙｔ）におけ
る温度と曲げ強さとの関係を示す。

第７．第８図から室温および高温下における複合部の強
度は、Ｎｉ−Ｃｒ合金の含浸量によって大幅には変化し
ないことが分かる。

〔実施例■〕

ｆａｔ　　羽根車本体用原料の調製 セラミック粉末 平均粒径Ｑ、　４μｍ、最大粒径５μｍのＳｉ３Ｎ４　
　　　　　　　９０重世％焼結助剤粉末 Ｙ２Ｏ，５重量％ Ａｌｌ、０．　　　　　　　　　　５重量％をボールミ
ルにて２４時間混合する。

（ｂｌ　　接合軸部用原料の調製 溶出可能粒子において、そのＡｎ！ｚｏ、、ＭｇＯ成分
等はセラミック粉末であるＳ　ｉ　ｓ　Ｎ４　と固溶す
る等の報告もあるため、実施例■の場合と配合量を変え
、また異常な結晶成長を抑制するため新たな成分として
ハロゲン化物、実施例ではＣａＣｌ２を用い、溶出可能
粒子を下記の手法を用いて製造する。

Ａｉ、ｏ、　　８．６重量％、ＮａｚＱ　　１０．３重
量％、５ｉＯｚ　　２４．２重量％、ＭｇＯ１５，０重
量％、Ｋ、０２．１重量％、Ｂｔｕｓ　　３９．１６重
量％、ＣａＯ０，６重量％、Ｃａ　Ｃ１ｚ　　０゜０５
重量％よりなる配合物をボールミルにて十分に混合し、
その混合物を１２００℃まで昇温して溶融し、その後溶
融物を冷却固化する。その固化物に微粉砕処理を施して
平均粒径１．２μｍ、最大粒径３μｍの溶出可能粒子を
得る。

また溶出可能粒子と焼結助剤とが反応したり、焼結助剤
のうち前記溶出処理により溶出されるものもあることが
懸念されるため焼結助剤を除き、セラミック粉末 平均粒径０．４μｍ、最大粒径５μｍの５ｉｉＮ、　　
　　　　　　　　９３重量％溶出可能粒子　　　　　　
　　　　　７重量％をボールミルにて２４時間混合する
。

前記ｆａ＋の原料および分散媒として水を用い、スリッ
プキャスティング法を適用して羽根車本体３に対応する
成形体を得る。

前記ｆｂｌの原料および分散媒として水を用い、スリッ
プキャスティング法を適用して接合軸部４に対応する成
形体を得ると同時にその成形体と前記成形体とを一体化
してタービン羽根車１に対応する最終成形体を作製する
。

前記最終成形体を焼結炉内に設置し、炉内にＮ２ガスを
流通させながら炉内温度を１６００　’Ｃまで昇温し、
この温度を２時間維持する。

この焼結処理によってタービン羽根車ｌを得る。

このタービン羽根車ｌにおける密度は、理論密度の９５
〜９７％であって非常に緻密であり、また室温での曲げ
強さは３点曲げ試験において約８０　ｋｇ　ｆ　／　ｍ
　”である。また破断面を走査型電子顕微鏡を用いて観
察したところ、結晶成長に伴いセラミンク粉末は粒径３
〜４μｍの六角柱状晶となっており、結晶の異常成長は
認められていない。

前記タービン羽根車１の接合軸部４に、以下に述べる溶
出処理を施す。

２５％の硝酸および０．１％のフッ化水素酸よりなる混
酸を５０℃に加熱し、その混酸を流通させると共にそれ
に超音波振動を付与し、この状況下にある混酸に接合軸
部４を３０分間浸漬して溶出可能粒子を溶出する。

接合軸部４の重量減少率は５．８％であり、溶出可能粒
子の配合量よりも少ないが、これは溶出可能粒子の成分
のうちＡ２□Ｏｚ　、Ｍ　ｇ○等がＳｉ３　Ｎ４　と固
溶し、またＳｉｎ、が窒化されたことに起因するものと
思われる。

接合軸部４の破断面観察により、接合軸部４における連
続気孔の大きさは最大約３μｍ、また気孔率は２５％で
あり、閉鎖気孔はなく全ての気孔が連続していることが
確認された。

第３図に示すように、Ｎ　ｌ−ｃ　ｒ−Ｍｏｍ　（ＪＩ
ｓ　　ＳＮ０Ｍ４４７）よりなる回転軸２の角軸部９を
約１２００℃に加熱し、その孔部１１に、予熱されたタ
ービン羽根車１の接合軸部４を嵌合し、両者１．２をプ
レス機１２に設置する。そして、大気下において上、下
部パンチ１３．１４により角軸部９を圧力２００ｋｇｆ
／ａｍ”を以て加圧し、孔部１１において溶融状態にあ
る表層部を接合軸部４の連続気孔に含浸させる。

前記接合作業後、回転軸２の角軸部９に仕上げ加工を施
して、第４図に示すタービン羽根車ｌおよび回転軸２の
接合体を得る。

この接合体において、連続気孔形成部である接合軸部４
は、第５図に示すようにＳｉ、Ｎ、を主体とするセラミ
ック材料Ｃ間の連続気孔Ｐを前記鋼Ａが埋めた構造、し
たがって両者Ｃ，Ａよりなる複合部に変換される。

この場合、タービン羽根車１および回転軸２の熱膨張係
数はそれぞれ３．Ｏｘ　１０−’／’ｃ、　２３．６Ｘ
　１０−６／”Ｃ１また複合部のそれは１１．８Ｘ１０
−６　／　’ｃであり、したがって複合部の熱膨張係数
は両者１，２の略中間値を呈する。

複合部の室温での強度は５０ｋｇｆ／ｍ”　、０〜１０
０℃における強度は４５〜５５ｋｇｆ／ａｍ”である。

また、前記接合体を３００℃の炉内に５分間保持し、次
いで直ちに水冷し、この操作を１０００回繰返す熱サイ
クルテストを行い、その後接合軸部４と角軸部９との接
合部分についてＸ線による応力回折を行い、また走査型
電子顕微鏡により構造変化を調べたところ、接合軸部４
と角軸部９との間に緩みやクラックの発生のないことが
確認されている。

〔実施例■〕

実施例■の溶出可能粒子の粒度分布を平均粒径０．５μ
ｍ、最大粒径５μｍに変更して実施例■と同様のタービ
ン羽根車１を得る。

そのタービン羽根車１の接合軸部４に実施例■と同様の
溶出処理を施して、大きさが約１０μｍの連続気孔を形
成する。

接合軸部４の外周面および気孔内面に、Ｃｕ−Ｎｉ合金
を蒸着法により付着させて薄膜を形成する。この場合、
連続気孔の大きさが約ＩＯμｍと大きいので、その目詰
まりが回避される。

実施例■同様の作業によって、接合軸部４と角軸部９と
を一体化する。このようにして得られた複合部の破断面
を観察したところ、前記薄膜を介して前記鋼が接合軸部
４の外周面および連続気孔内面に十分に接合しているこ
とが％Ｔｉ　ＬＷされている。

第９図は前記複合部におけるＮｉ−Ｃｒ−Ｍ。

銅含浸量と室温での曲げ強さとの関係を示す。第９図よ
り、複合部の強度はＮｉ−Ｃｒ−Ｍｏ鋼の含浸量によっ
て大幅には変化しないことが分かる。

なお、本発明はタービン羽根車と回転軸との接合に限ら
ず、各種セラミック体と金属体との接合、例えば板状セ
ラミック体と板状金属体の接合等にも適用される。また
セラミック体に連続気孔を形成する場合、そのセラミッ
ク体全体を連続気孔質にする、または表層部のみを連続
気孔質にする等適宜である。

Ｃ１発明の効果 本発明によれば、焼結後のセラミック体に溶出処理を施
して連続気孔を形成するので、その気孔形成作業が容易
であり、また気孔形成後のセラミック体は既に焼結処理
を施されているので、十分な強度を有し、取扱い性が良
く、その上加圧下における金属体表層部の含浸作業時破
壊することもない。

さらにセラミック体への金属体表層部の含浸によりアン
カ効果を発生させるので、セラミック体と金属体との接
合強度を大幅に向上させることができる。

その上、前記含浸によりセラミック体の連続気孔形成部
は、その構成材料と金属体の構成材料とよりなる複合部
に変換され、その複合部の熱膨張係数はセラミック体と
金属体の画然膨張係数の中間値を呈するので、その複合
部により両者の熱膨張率の差を緩和して、両者間の接合
部分における前記差に起因した破断を回避することがで
きる。

したがって、本発明に係る接合方法によって、苛酷な状
況下において十分な耐久性を有する、セラミック体およ
び金属体の接合体を提供することができる。

【図面の簡単な説明】

第１図（ａ＋はセラミック体としてのタービン羽根車の
縦断正面図、第１図（ｂｌは金属体としての回転軸の要
部縦断正面図、第２図はタービン羽根車における接合軸
部の気孔率と曲げ強さとの関係を示すグラフ、第３図は
加圧下における回転軸表層部の含浸作業を示す縦断正面
図、第４図は接合体の要部縦断正面図、第５図は第４図
Ｖ矢示部の拡大図、第６図はクリープ特性を示すグラフ
、第７図は複合部におけるＮｉ−Ｃｒ合金含浸量と曲げ
強さとの関係を示すグラフ、第８図は複合部における温
度と曲げ強さとの関係を示すグラフ、第９図は複合部に
おけるＮ　ｉ　−Ｃｒ　−Ｍ　ｏ鋼含浸量と曲げ強さと
の関係を示すグラフである。 １・・・セラミック体としてのタービン羽根車、２・・
・金属体としての回転軸、 Ａ・Ｎｉ−Ｃｒ合金、Ｎｉ−Ｃｒ−ＭＯ鋼、Ｃ・・・セ
ラミック材料、Ｐ・・・連続気孔気孔中（’／、） 第１図 第４図 第３図 第５図 第６図 時間（ｈ、） 第７図 Ｎｉ−Ｃｒ合金舎渣量（俳積０１０） 第８図 温度（Ｃｏ） 第９図

Claims (1)

【特許請求の範囲】
1. 金属体と、成形および焼結工程を経て得られるセラミッ
   ク体とを接合するに当り、前記セラミック体によりそれ
   の成形に先立って配合された溶出可能粒子を溶出して該
   セラミック体に、それの接合面に開口する多数の連続気
   孔を形成する工程と；前記金属体の溶融状態にある表層
   部を前記セラミック体の前記接合面に接触させ、前記表
   層部を前記セラミック体の前記連続気孔に加圧下で含浸
   させる工程と；を用いることを特徴とするセラミック体
   と金属体との接合方法。