KR19990029855A - 접합 금속 부재 및 그 부재의 접합 방법 - Google Patents

접합 금속 부재 및 그 부재의 접합 방법 Download PDF

Info

Publication number
KR19990029855A
KR19990029855A KR1019980038254A KR19980038254A KR19990029855A KR 19990029855 A KR19990029855 A KR 19990029855A KR 1019980038254 A KR1019980038254 A KR 1019980038254A KR 19980038254 A KR19980038254 A KR 19980038254A KR 19990029855 A KR19990029855 A KR 19990029855A
Authority
KR
South Korea
Prior art keywords
metal member
joining
metal
brazing filler
valve seat
Prior art date
Application number
KR1019980038254A
Other languages
English (en)
Inventor
세이지 노무라
사토시 난바
유키오 야마모토
유키히로 스기모토
신야 시바타
Original Assignee
제임스 이. 미러
마츠다 가부시키가이샤 (대표자 : 밀러 제임스 이)
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by 제임스 이. 미러, 마츠다 가부시키가이샤 (대표자 : 밀러 제임스 이) filed Critical 제임스 이. 미러
Publication of KR19990029855A publication Critical patent/KR19990029855A/ko

Links

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K1/00—Soldering, e.g. brazing, or unsoldering
    • B23K1/0008—Soldering, e.g. brazing, or unsoldering specially adapted for particular articles or work
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K11/00—Resistance welding; Severing by resistance heating
    • B23K11/34—Preliminary treatment
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K11/00—Resistance welding; Severing by resistance heating
    • B23K11/16—Resistance welding; Severing by resistance heating taking account of the properties of the material to be welded
    • B23K11/20—Resistance welding; Severing by resistance heating taking account of the properties of the material to be welded of different metals
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K20/00—Non-electric welding by applying impact or other pressure, with or without the application of heat, e.g. cladding or plating
    • B23K20/16—Non-electric welding by applying impact or other pressure, with or without the application of heat, e.g. cladding or plating with interposition of special material to facilitate connection of the parts, e.g. material for absorbing or producing gas
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K35/00—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
    • B23K35/22—Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
    • B23K35/24—Selection of soldering or welding materials proper
    • B23K35/28—Selection of soldering or welding materials proper with the principal constituent melting at less than 950 degrees C
    • B23K35/282—Zn as the principal constituent
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23—MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23K—SOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K2103/00—Materials to be soldered, welded or cut
    • B23K2103/18—Dissimilar materials
    • B23K2103/20—Ferrous alloys and aluminium or alloys thereof

Landscapes

  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Mechanical Engineering (AREA)
  • Pressure Welding/Diffusion-Bonding (AREA)
  • Molten Solder (AREA)
  • Powder Metallurgy (AREA)
  • Coating With Molten Metal (AREA)
  • Joining Of Building Structures In Genera (AREA)

Abstract

종래의 금속 부재끼리 접합하는 방법에서는, 접합되는 금속 부재의 탈락을 확실히 방지하기가 어려웠다.
본 발명은 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를 접합하는 경우에, 상기 종래의 접합 방법을 개량함으로써, 접합 조건이 엄격한 관리를 필요로 하지 않으면서, 단시간에 종래의 것보다도 안정된 높은 접합 강도를 갖는 접합 금속 부재를 용이하게 얻을 수 있도록 한다.

Description

접합 금속 부재 및 그 부재의 접합 방법
본 발명은 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재가 액상 확산 접합되어 이루어지는 접합 금속 부재 및 그 부재의 접합 방법에 관한 기술분야에 속하는 것이다.
종래부터, 예를 들어 엔진의 실린더 헤드에 있어서 밸브 시트를 실린더 헤드 본체의 흡기 및 배기용 포트의 개구 주변부에 접합하는 경우와 같이, 금속 부재끼리를 접합하는 방법으로서는 수축 끼워맞춤(shrinkage fit)에 의한 방법이 잘 알려져 있다.
또한, 예를 들어 일본국 특허 공개 평성 제8-100701호 공보에 개시되어 있는 바와 같이, 밸브 시트와 Al계 실린더 헤드 본체를 Al-Zn계 납재 및 불화물계 플럭스(flux)에 의해 납땜 접합하도록 하는 것이 제안되어 있다.
또한, 예를 들어 일본국 특허 공개 소화 제58-13481호 공보에 개시되어 있는 바와 같이, 양쪽 부분재의 접합면부에 있어서의 접촉 저항 가열을 이용한 저항 용접에 의해 금속 부재끼리를 접합하는 방법이 알려져 있다. 그리고, 이 저항 용접으로서는, 예를 들어 일본국 특허 공개 평성 제6-58116호 공보에 개시되어 있는 바와 같이, 소결재로 구성된 밸브 시트의 공공(空孔)에 금속을 용침함으로써, 소결재 내부의 발열량을 저감시켜 접합면부에서의 발열량을 증대시키도록 하는 것이나, 예를 들어 일본국 특허 공개 평성 제8-270499호 공보에 개시되어 있는 바와 같이, 밸브 시트의 표면에 피막을 형성하여, 그 피막을 실린더 헤드 본체와의 결합시에 용융시키도록 하는 것이 제안되어 있다.
또한, 예를 들어 일본국 특허 공개 평성 제8-200148호 공보에 개시되어 있는 바와 같이, 밸브 시트와 실린더 헤드 본체를, 실린더 헤드 본체의 접합면부에 소성 변형층을 형성하면서 용융 반응층을 형성하는 일 없이 고상 확산 접합(압접 접합)하도록 하는 것이 제안되어 있다. 즉, 이 고상 확산 접합 방법에서는, 접합 과정에서, 밸브 시트 표면에 형성한 Cu 피막과 실린더 헤드 본체의 재료 사이에서 공정 합금층을 생성시켜, 이 공정 합금층이 액상으로 변화함에 따라 해당 공정 합금층을 접합면 사이에서 배출하도록 하고 있다.
또한, 예를 들어 일본 특허 공개 소화 제62-199260호 공보에 개시되어 있는 바와 같이, 두개의 금속 모재의 접합면 사이에 납재를 개재시키고, 가열하여 납재와 모재를 반응시켜 합금층을 형성함과 동시에, 가압하여 미반응의 납재를 접합면 사이로부터 외부로 배출하도록 하는 것이 제안되어 있다.
그러나, 상기 종래예와 같이 금속 부재끼리를 수축 끼워맞춤(shrinkage fit)에 의해 접합하는 방법에서는, 접합되는 금속 부재의 탈락을 확실히 방지하고 또한 수축 끼워맞춤시의 고정시키는 힘에 견디도록 하기 위해서, 그 금속 부재를 비교적 크게 하여 놓아야 한다. 이 때문에, 실린더 헤드로서는 밸브 시트의 두께나 폭이 커지게 되며, 포트 간격을 좁게 하거나 스로트(throat) 직경을 크게 하는 데에는 한계가 있다. 또한, 밸브 시트 및 실린더 헤드 본체 사이에는 단열층이 존재하기 때문에, 열전도율이 낮게 되어 밸브 및 밸브 시트 근방의 온도를 효율적으로 저하시킬 수 없다고 하는 문제가 있다.
또한, 단순한 납땜이나 저항 용접에 의해 금속 부재끼리를 접합하는 방법에서는, 양쪽 부재간의 열전도율을 향상시킬 수 있지만, 기본적으로 접합 강도가 낮고, 또한, Al계 주물용 납재는 융점이 낮기 때문에, 내열성이 낮다고 하는 문제가 있어, 밸브 시트와 실린더 헤드의 접합에 채용하는 것은 곤란하다. 특히 납땜에 의한 접합 방법에서는, 노(爐)내부에서 장시간 가열해야 하기 때문에, 인라인(in-line)화 대응도 불가능하고, 사전에 열처리를 실시한 Al계 부재에서는 그 열 처리 효과를 잃게 된다.
한편, 상기 고상 확산 접합 방법에서는, 수축 끼워맞춤에 의한 접합 방법보다도 밸브 시트를 각별히 소형화할 수 있어, 엔진의 설계 자유도를 향상시킬 수 있다고 하는 이점을 갖지만, 고상 확산 접합이기 때문에, 특히 Al계의 실린더 헤드 본체와 Fe계의 밸브 시트의 접합으로서는, Fe-Al의 경도가 낮은 금속간 화합물의 발생을 억제하면서 Fe 및 Al의 원자를 확산시킨다고 하는 상반된 것을 실행할 필요가 있기 때문에, 접합 조건의 엄격한 관리를 필요로 한다고 하는 난점이 있음과 동시에, 접합 강도의 향상에도 한계가 있다.
또한, 납재와 모재를 반응시켜 합금층을 형성함과 동시에, 미반응의 납재를 접합면 사이로부터 외부로 배출하는 방법에서는, 양쪽 모재가 해당 양쪽 모재에 각각 형성되는 합금층끼리를 거쳐 접합되기 때문에, 접합 강도를 향상시킬 수 있는 가능성이 있지만, 납재가 공정 조성으로부터 크게 벗어난 조성인 경우에는, 초기 단계에서 저융점 성분(공정 성분)만이 용융 배출되어 고융점 성분이 잔존하기 때문에, 납재를 완전히 용융시키기 위해서는 많은 열량을 필요로 한다. 이 경우에는, 접합 시간이 길어짐과 동시에, 모재의 접합면부가 연화(軟化)해 버려, 이 연화에 의해, 가압력을 높게 하더라도 접합면부의 산화 피막을 파괴시키는 효과가 감소하며, 또한, 납재의 배출 효과도 감소한다. 이 결과, 이 방법에 있어서도, 상기 고상 확산 접합 방법과 마찬가지로, 접합 강도의 향상에는 한계가 있다.
본 발명은 상기와 같은 제반 문제점을 감안하여 이루어진 것으로서, 그 목적으로 하는 것은, 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를 접합하는 경우에, 상기 종래의 접합 방법을 개량함으로써, 접합 조건이 엄격한 관리를 필요로 하지 않으면서, 단시간에 종래의 것보다도 안정된 높은 접합 강도를 갖는 접합 금속 부재를 용이하게 얻을 수 있도록 하는 데 있다.
도 1은 본 발명의 실시형태 1에 관한 접합 금속 부재로서의 엔진의 실린더 헤드의 주요부를 나타내는 단면도,
도 2는 밸브 시트 및 실린더 헤드 본체의 접합 상태를 모식적으로 나타내는 단면도,
도 3은 밸브 시트의 접합전의 형상을 나타내는 단면도,
도 4는 밸브 시트의 실린더 헤드 본체로의 접합 순서를 나타내는 설명도,
도 5는 밸브 시트 및 실린더 헤드 본체의 접합 과정을 모식적으로 나타내는 설명도,
도 6은 납재 욕조중의 밸브 시트의 표면부에 초음파 진동을 부여함으로써 납재를 코팅하는 상태를 나타내는 설명도,
도 7은 접합 장치를 나타내는 측면도,
도 8a는 도 7의 Ⅷ 방향 화살표도,
도 8b는 상측 전극의 하면도,
도 9는 가압 및 통전의 제어 방법을 나타내는 타이밍차트,
도 10은 가압 제어 방법의 다른 예를 나타내는 도 9에 상당하는 도면,
도 11은 Al-Zn 합금의 상태도,
도 12는 실시형태 2를 나타내는 도 9에 상당하는 도면,
도 13은 펄스 통전에 의한 밸브 시트 내부의 온도 변화를 나타내는 그래프,
도 14는 통전 제어 방법의 다른 예를 나타내는 도 9에 상당하는 도면,
도 15는 밸브 시트 내주면부에 냉각수를 분무하고 있는 상태를 나타내는 단면도,
도 16은 실시형태 3을 나타내는 도 9에 상당하는 도면,
도 17은 통전 제어 방법의 다른 예를 나타내는 도 9에 상당하는 도면,
도 18은 밸브 시트를 직경이 줄어드는 방향으로 가압하여 그 열팽창을 억제하도록 하는 상태를 나타내는 단면도,
도 19는 밸브 시트의 다른 형상예를 나타내는 도 3에 상당하는 도면,
도 20은 실시형태 4에 관한 접합 장치에 의해 밸브 시트 및 실린더 헤드 본체를 접합하고 있는 상태를 나타내는 주요부 단면도,
도 21은 실시형태 5에 관한 접합 금속 부재로서의 엔진의 피스톤을 나타내는 단면도,
도 22는 실시형태 6에 관한 접합 금속 부재로서의 엔진의 실린더 블럭의 주요부를 도시하는 단면도,
도 23은 시험편을 도시하는 단면도,
도 24는 박육 형상의 밸브 시트를 도시하는 단면도,
도 25는 후육 형상의 밸브 시트를 도시하는 단면도,
도 26은 인발 하중 측정 시험의 요령을 도시하는 개략 단면도,
도 27은 실시형태 1∼5 및 비교예의 밸브 시트에 있어서 인발 하중 측정 시험의 결과를 도시하는 그래프,
도 28은 초음파 도금한 직후의 밸브 시트 표면부의 상태를 나타내는 현미경 사진,
도 29는 실시형태 2에 있어서의 밸브 시트 및 시험편의 접합 상태를 나타내는 현미경 사진,
도 30은 인발 하중 측정 시험후의 밸브 시트 표면부의 상태를 나타내는 현미경 사진,
도 31은 실시형태 5에 있어서의 밸브 시트 및 시험편의 접합 상태를 나타내는 현미경 사진,
도 32는 접합시 가압력과 인발 하중의 관계를 도시하는 그래프,
도 33은 시험편의 접합면부로부터의 거리에 따른 경도의 변화를 도시하는 그래프,
도 34는 연속 통전 및 펄스 통전에 있어서 밸브 시트의 접합 전후의 경도의 변화를 도시하는 그래프,
도 35는 연속 통전 및 펄스 통전에 있어서 시험편의 접합면부로부터의 거리에 따른 경도의 변화를 도시하는 그래프,
도 36은 연속 통전 및 펄스 통전에 있어서 인발 하중 측정 시험의 결과를 도시하는 그래프,
도 37은 매립량 측정 시험에 있어서의 매립량 y를 도시하는 설명도,
도 38은 가압 개시로부터의 시간과 매립량 y의 관계를 도시하는 그래프,
도 39는 밸브 시트가 소결 단조재인 것과 용침 소결재인 것에 있어서 시험편의 접합면부로부터의 거리에 따른 경도의 변화를 도시하는 그래프,
도 40은 소결 단조재로 이루어지는 밸브 시트와 시험편의 접합 상태를 나타내는 현미경 사진,
도 41은 소결 단조재로 이루어지는 밸브 시트와 시험편의 접합 상태를 더욱 확대하여 나타내는 현미경 사진,
도 42는 밸브 시트에 철측 용융 반응층 및 납재층을 형성할 때에 용융 도금으로 실행하는 경우와 초음파 도금으로 실행하는 경우의 인발 하중 측정의 결과를 도시하는 그래프,
도 43은 용융 도금을 실시한 직후의 밸브 시트 표면부의 상태를 나타내는 현미경 사진,
도 44는 초음파 도금을 실시한 직후의 밸브 시트 표면부의 상태를 나타내는 현미경 사진,
도 45는 용융 도금의 경우에 있어서의 밸브 시트 및 시험편의 접합 상태를 나타내는 현미경 사진,
도 46은 초음파 도금의 경우에 있어서의 밸브 시트 및 시험편의 접합 상태를 나타내는 현미경 사진,
도 47은 실린더 헤드 본체의 접합전의 형상을 실시형태 1∼4와 상이하게 실행한 변형예를 도시하는 도 4에 상당하는 도면.
도면의 주요 부분에 대한 부호의 설명
1 : 실린더 헤드(접합 금속 부재)
2 : 실린더 헤드 본체(제 2 금속 부재)
2a : 접합면부 2b : 포트
3 : 밸브 시트(제 1 금속 부재) 3a : 제 1 접합면부
3b : 제 2 접합면부
5 : 철측 용융 반응층(납재와 밸브 시트의 확산층)
6 : 알루미늄측 용융 반응층(납재와 실린더 헤드 본체의 확산층)
7 : 납재층 14 : 납재 욕조
상기의 목적을 달성하기 위해, 본 발명에서는, 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를, 해당 양쪽 금속 부재보다도 융점이 낮고 또한 제 2 금속 부재와의 공정 조성 내지 그 근방 조성으로 이루어지는 납재와 제 1 금속 부재와의 확산층과, 납재에 있어서의 제 2 금속 부재 성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 용융 확산하여 형성된 납재와 제 2 금속 부재와의 확산층을 거친 상태로 액상 확산 접합하도록 하였다.
구체적으로는, 제 1 발명에서는, 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를 접합하는 접합 방법을 대상으로 한다.
그리고, 상기 제 1 금속 부재의 접합면부에 미리, 상기 양쪽 금속 부재보다도 융점이 낮고 또한 제 2 금속 부재와의 공정 조성 내지 그 근방 조성으로 이루어지는 납재와 상기 제 1 금속 부재의 확산층을 거쳐 상기 납재층을 형성해 놓고, 상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를, 해당 양쪽 금속 부재간의 상기 납재의 융점 이상의 온도로의 가열 및 가압에 의해, 납재에 있어서의 제 2 금속 부재 성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 납재 및 제 2 금속 부재의 확산층을 형성하고 또한 용융한 납재를 양쪽 금속 부재의 접합면부 사이에서 배출하면서, 상기 양쪽 확산층을 거쳐 액상 확산 접합을 행하도록 한다.
이에 따라, 납재는 공정 조성(共晶 組成) 내지 그 근방 조성으로 이루어지기 때문에, 공정선(共晶線)에 도달하면 모두 고상으로부터 액상으로 변화하여 제 2 금속 부재측으로 확산되고, 제 2 금속 부재와 확산층을 형성한다. 이 확산에 의해 납재는 고융점화하여 응고함과 동시에, 용융 상태에 있는 미반응의 납재는 가압에 의해 배출되고, 양쪽 확산층을 거친 상태로 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재가 액상 확산 접합된다. 이 때, 납재는 가장 낮은 온도에서 용융하기 때문에, 최소한의 입열에 의해 단시간에 납재를 용융시킬 수 있어, 접합 시간을 단축할 수 있다. 또한, 제 2 금속 부재의 연화를 억제할 수 있어, 높은 가압력을 인가함으로써, 제 2 금속 부재 표면부의 산화 피막을 파괴시킬 수 있음과 동시에, 그 산화 피막이나 오염 등을 납재와 동시에 확실히 배출시킬 수 있다. 따라서, 양쪽 확산층이 불순물을 거치지 않고서 직접적으로 접합되어, 양쪽 금속 부재의 접합 강도를 확실히 향상시킬 수 있다. 또한, 고상 확산 접합과 같이 접합 과정에서 공정화하는 것은 아니기 때문에, 단시간의 저입열이라도 접합의 안정성을 향상시킬 수 있음과 동시에, 납재를 용융하고 또한 배출하는 것이 가능하도록 가압력이나 가열량을 설정하기만 하면 되므로, 높은 접합 강도를 얻을 수 있는 조건 범위는 넓어진다. 또한, 납재는 제 2 금속 부재와의 확산층의 형성에 의해 고융점화하고 있기 때문에, 접합층의 융점을 높게 할 수 있다. 따라서, 인라인의 작업으로, 접합 강도가 안정적으로 높고 또한 사용한 납재 이상의 내열성을 갖는 접합 금속 부재를 얻을 수 있다.
제 2 발명에서는, 제 1 발명에 있어서, 제 1 및 제 2 금속 부재간의 통전에 따른 발열에 의해, 납재의 융점 이상의 온도로 가열하도록 한다.
이렇게 함으로써, 양쪽 금속 부재간의 저항 발열에 의해 용이하게 납재를 가열 용융할 수 있다. 따라서, 간단한 구체적 가열 방법을 용이하게 얻을 수 있다.
제 3 발명에서는, 제 1 또는 제 2 발명에 있어서, 제 1 금속 부재는 Fe계 재료로 이루어지고, 제 2 금속 부재는 Al계 재료로 이루어지며, 납재는 Zn계 재료로 이루어지는 것으로 한다.
본 발명에 따라, Zn계의 납재는 Fe계의 제 1 금속 부재와 Fe-Zn의 확산층을, 또한 Al계의 제 2 금속 부재와 Al-Zn의 확산층을 각각 용이하게 형성한다. 또한, 양쪽 확산층을 거친 접합이기 때문에, Fe-Al의 경도가 낮은 금속간 화합물이 생성되는 것을 효율적으로 방지할 수 있다. 따라서, 제 1 발명에 있어서의 접합 방법에 최적의 재료의 조합을 얻을 수 있다.
제 4 발명에서는, 제 3 발명에 있어서, 납재는, Zn이 92∼98중량%인 Zn-Al계 합금으로 이루어지는 것으로 한다.
이에 따라, 납재를 400℃이하에서 용융시킬 수 있고, Fe계의 제 1 금속 부재가 변형되는 것을 방지할 수 있음과 동시에, Al계의 제 2 금속 부재를 용융하거나 연화하는 것을 확실히 방지할 수 있다. 따라서, Fe계 금속 부재와 Al계 금속 부재를 접합하는 경우에, 융점이 낮아서 취급이 간단한 납재의 구체적 재료를 용이하게 얻을 수 있다.
제 5 발명에서는, 제 4 발명에 있어서, 납재는, Zn이 95중량%인 Zn-Al 공정 합금으로 이루어지는 것으로 한다. 이렇게 함으로써, 납재의 융점을 가장 낮게 할 수 있어, Fe계 금속 부재와 Al계 금속 부재의 접합시에 최적의 납재를 얻을 수 있다.
제 6 발명에서는, 제 1 발명 내지 제 5 발명중 어느 하나의 발명에 있어서, 제 1 금속 부재는 소결재인 것으로 한다. 이렇게 함으로써, 제 1 금속 부재를 소정의 형상으로 간단히 제조할 수 있다.
제 7 발명에서는, 제 6 발명에 있어서, 제 1 금속 부재는, 소결 단조재인 것으로 한다.
이렇게 함으로써, 소결에 의해 생성된 제 1 금속 부재 내부의 공공이 단조에 의해 없어지기 때문에, 양쪽 금속 부재를 가압하여 납재를 배출할 때에 그 힘의 일부를 상기 공공을 없애기 위한 것에 사용되는 일없이, 모든 가압력이 직접적으로 납재를 배출하는 것에 의해 사용된다. 따라서, 납재가 효과적으로 배출되어, 접합 금속 부재의 접합 강도를 보다 한층 향상시킬 수 있다.
제 8 발명에서는, 제 6 또는 제 7 발명에 있어서, 제 1 금속 부재의 내부에, 납재층 및 확산층을 형성하기 전에 미리 고전기 전도율 재료를 용침하도록 한다.
본 발명에 따라, 고전기 전도율 재료가 제 1 금속 부재 내부의 공공에 용침하기 때문에, 단조와 마찬가지의 효과를 얻을 수 있음과 동시에, 통전시에 제 1 금속 부재 내부의 발열을 억제하여 납재를 효과적으로 용융시킬 수 있다. 따라서, 접합 금속 부재의 접합 강도를 효과적으로 향상시킬 수 있다.
제 9 발명에서는, 제 8 발명에 있어서, 고전기 전도율 재료는, Cu계 재료인 것으로 한다. 이에 따라, 단가가 낮은 고전기 전도율 재료의 구체적 재료를 용이하게 얻을 수 있다.
제 10 발명에서는, 제 1 발명 내지 제 9 발명중 어느 하나의 발명에 있어서, 제 1 금속 부재에, 납재와 제 1 금속 부재와의 확산층에 있어서의 두께가 1μm 이하로 되도록, 납재층 및 해당 확산층을 형성하도록 한다.
이렇게 함으로써, 납재와 제 1 금속 부재가 지나치게 확산되는 것을 억제할 수 있고, 그 확산층에 있어서 제 1 금속 부재의 비율이 많아져서 납재의 조성이 공정 조성으로부터 크게 벗어나는 것을 방지할 수 있다. 또한, 이와 같이 공정 조성으로부터 벗어난 납재가 많아지는 것을 방지할 수 있다. 이 결과, 납재의 조성을 공정 조성 내지 그 근방 조성으로 유지해 놓을 수 있다. 따라서, 제 2 금속 부재 표면에 있어서의 산화 피막의 파괴 효과나 납재의 배출 효과를 확실히 얻을 수 있어, 양쪽 금속 부재의 접합 강도를 보다 한층 향상시킬 수 있다.
제 11 발명에서는, 제 10 발명에 있어서, 납재 욕조중의 제 1 금속 부재의 표면부에 초음파 진동을 부여하여 납재를 코팅함으로써, 제 1 금속 부재에 납재층 및 상기 납재와 제 1 금속 부재의 확산층을 형성하도록 한다.
이에 따라, 초음파에 의한 캐비테이션(cavitation) 작용에 의해 제 1 금속 부재의 표면부의 산화 피막이나 도금층이 파괴되기 때문에, 납재를 제 1 금속 부재의 표면부에 문지르는 기계적인 마찰을 이용하는 방법보다도 확실히 납재를 제 1 금속 부재측에 확산시킬 수 있다. 또한, 납재 욕조중에 침지(浸漬)시키는 것뿐인 용융 도금 방법에서는, 제 1 금속 부재에 확실히 납재층 및 확산층을 형성하기 위해서는 장시간을 필요로 하고, 확산층의 두께를 1μm 이하로 하는 것이 용이하지 않은데 반하여, 본 발명에서는, 단시간에 납재층 및 확산층을 확실히 형성할 수 있음과 동시에, 제 10 발명을 용이하고 확실하게 실현할 수 있다. 또한, 플럭스를 이용한 납땜을 실행하는 경우와 같은 플럭스 제거를 위한 후속 공정이 불필요하다. 따라서, 간단한 방법으로, 보다 높은 접합 강도를 갖는 접합 금속 부재를 얻을 수있다.
제 12 발명에서는, 제 1 발명 내지 제 11 발명중 어느 하나의 발명에 있어서, 제 1 금속 부재 및 제 2 금속 부재의 액상 확산 접합은, 제 2 금속 부재의 접합면부를 소성 유동시켜 실행하도록 한다.
이렇게 함으로써, 제 2 금속 부재 표면의 산화 피막이 효과적으로 파괴되어 접합면으로부터 배출되기 때문에, 납재를 제 2 금속 부재측에 확실히 확산시킬 수 있음과 동시에, 제 2 금속 부재의 표면을 특별히 보호해 놓을 필요가 없게 된다. 한편, 제 2 금속 부재의 소성 유동은, 제 1 및 제 2 금속 부재를 가압할 때에 그 가압력을 이용함으로써 용이하게 실행할 수 있어, 특별한 수단은 불필요하다. 따라서, 간단한 방법으로 납재와 제 2 금속 부재의 확산층을 확실히 형성할 수 있어, 접합 금속 부재의 접합 강도를 한층 더 향상시킬 수 있다.
제 13 발명에서는, Fe계 재료로 이루어지는 제 1 금속 부재와 Al계 재료로 이루어지는 제 2 금속 부재를 접합하는 접합 방법을 대상으로 한다.
그리고, 상기 제 1 금속 부재의 접합면부에 미리, Zn이 95중량%인 Zn-Al 공정 합금으로 이루어지는 납재와 상기 제 1 금속 부재의 확산층을 거쳐 상기 납재층을 형성해 놓고, 상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를, 해당 양쪽 금속 부재간의 통전에 따른 발열 및 가압에 의해, 상기 납재에 있어서의 Al성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 납재 및 제 2 금속 부재의 확산층을 형성하고 또한 용융한 납재를 양쪽 금속 부재의 접합면부 사이에서 배출하면서, 상기 양쪽 확산층을 거친 액상 확산 접합을 실행하도록 한다.
본 발명에 따라, Fe계 금속 부재와 Al계 금속 부재를 가장 용이하고 확실한 방법으로 접합할 수 있어, 그 접합 강도를 안정적으로 향상시키고 또한 납재 이상으로 내열성을 향상시킬 수 있다.
제 14 발명은, 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재가 접합되어 이루어지는 접합 금속 부재의 발명이다.
그리고, 본 발명에서는, 상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재는, 해당 제 1 금속 부재의 접합면부에 형성된, 상기 양쪽 금속 부재보다도 융점이 낮고 또한 제 2 금속 부재와의 공정 조성 내지 그 근방 조성으로 이루어지는 납재와 제 1 금속 부재의 확산층과, 해당 제 2 금속 부재의 접합면부에, 상기 납재에 있어서의 제 2 금속 부재 성분의 비율을 높게 함으로써 납재가 고융점화하도록 용융 확산하여 형성한 납재와 제 2 금속 부재의 확산층을 거친 상태로 액상 확산 접합되어 있는 것으로 한다. 이에 따라, 제 1 발명과 마찬가지의 작용 효과를 얻을 수 있다.
제 15 발명에서는, 제 14 발명에 있어서, 제 1 금속 부재는, Fe계 재료로 이루어지고, 제 2 금속 부재는, Al계 재료로 이루어지며, 납재는 Zn계 재료로 이루어지는 것으로 한다. 이렇게 함으로써, 제 3 발명과 마찬가지로, 제 14 발명의 접합 금속 부재로서 최적의 재료 조합을 얻을 수 있다.
제 16 발명에서는, 제 15 발명에 있어서, 납재는, Zn이 92∼98중량%인 Zn-Al계 합금으로 이루어지는 것으로 한다. 이렇게 함으로써, 제 4 발명과 마찬가지의 작용 효과를 얻을 수 있다.
제 17 발명에서는, 제 16 발명에 있어서, 납재는, Zn이 92∼98중량%인 Zn-Al 공정 합금으로 이루어지는 것으로 한다. 이렇게 함으로써, 제 5 발명과 마찬가지의 작용 효과를 얻을 수 있다.
제 18 발명에서는, 제 14 발명 내지 제 17 발명중 어느 하나의 발명에 있어서, 제 1 금속 부재는 내부에 고전기 전도율 재료가 용침된 소결재인 것으로 한다. 본 발명에 따라, 제 8 발명과 마찬가지의 작용 효과를 얻을 수 있다.
제 19 발명에서는, 제 18 발명에 있어서, 제 1 금속 부재는, 소결 단조재인 것으로 한다. 이렇게 함으로써, 제 7 발명과 마찬가지의 작용 효과를 얻을 수 있다.
제 20 발명에서는, 제 18 또는 제 19 발명에 있어서, 고전기 전도율 재료는 Cu계 재료인 것으로 한다. 이에 따라, 제 9 발명과 마찬가지의 작용 효과를 얻을 수 있다.
제 21 발명에서는, 제 14 발명 내지 제 20 발명중 어느 하나의 발명에 있어서, 납재와 제 1 금속 부재의 확산층에 있어서의 두께가, 1μm 이하로 설정되어 있는 것으로 한다. 이렇게 함으로써, 제 10 발명과 마찬가지의 작용 효과를 얻을 수 있다.
제 22 발명에서는, 제 14 발명 내지 제 21 발명중 어느 하나의 발명에 있어서, 제 1 금속 부재는 엔진의 밸브 시트이고, 제 2 금속 부재는, 실린더 헤드 본체이며, 접합 금속 부재는, 상기 밸브 시트가 실린더 헤드 본체의 포트 개구 주연부에 접합되어 이루어지는 실린더 헤드인 것으로 한다.
본 발명에 따라, 수축 끼워맞춤에 의한 접합 방법보다도 밸브 시트를 각별히 소형화할 수 있기 때문에, 포트 간격을 좁게 하거나 스로트 직경을 크게하거나 할 수 있다. 또한, 단열층이 발생하는 일이 없어 밸브 근방의 열전도율을 향상시킬 수 있고, 또한, 포트 사이의 냉각수 통로를 밸브 시트측으로부터 접근시킬 수 있기 때문에, 밸브 시트 근방의 온도를 효율적으로 저하시킬 수 있다. 또한, 예열 플러그(glow plug)나 인젝터(injector)를 포트 사이에 배치하였다고 하더라도, 그 사이의 두께를 충분히 확보할 수 있다. 따라서, 엔진의 성능 및 신뢰성을 향상시킬 수 있어, 제 14 발명 내지 제 21 발명을 유효하게 이용할 수 있다.
제 23 발명에서는, 제 14 발명 내지 제 22 발명중 어느 하나의 발명에 있어서, 납재와 제 1 금속 부재의 확산층 및 납재와 제 2 금속 부재의 확산층간의 적어도 일부에, 해당 양쪽 확산층끼리의 합금부가 형성되어 있는 것으로 한다. 이에 따라, 양쪽 확산층끼리의 결합이 합금부에 의해 더욱 강화되어, 접합 강도를 보다 한층 높일 수 있다.
제 24 발명에서는, Fe계 재료로 이루어지는 제 1 금속 부재와 Al계 재료로 이루어지는 제 2 금속 부재가 접합되어 이루어지는 접합 금속 부재를 대상으로 한다.
그리고, 상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재는, 해당 제 1 금속 부재의 접합면부에 형성된, Zn이 95중량%인 Zn-Al 공정 합금으로 이루어지는 납재와 제 1 금속 부재의 확산층과, 해당 제 2 금속 부재의 접합면부에, 상기 납재에 있어서의 Al 성분의 비율이 높아짐으로써 납재가 고융점화하도록 용융 확산하여 형성된 납재와 제 2 금속 부재의 확산층을 거친 상태로 액상 확산 접합되어 있는 것으로 한다. 이에 따라, 제 13 발명과 마찬가지의 작용 효과를 얻을 수 있다.
본 발명의 상기 및 그 밖의 목적, 특징, 국면 및 이익 등은 첨부 도면을 참조로 하여 설명하는 이하의 상세한 실시형태로부터 더욱 명백해질 것이다.
(실시형태 1)
도 1은 본 발명의 실시형태 1에 관한 접합 금속 부재로서의 엔진의 실린더 헤드(1)의 주요부를 도시하며, 이 실린더 헤드(1)는 제 2 금속 부재로서의 실린더 헤드 본체(2)에 있어서의 4개의 흡기 및 배기용 포트(2b, 2b, …)의 개구 주연부 즉, 밸브가 접촉하는 위치에 대략 링형상의 밸브 시트(3, 3, …)(제 1 금속 부재)가 후술과 같이 접합되어 이루어지는 것이다. 상기 각 포트(2b)의 개구 주연부는 실린더 헤드(1)의 하측에서 보아 대략 정방형으로 배열되어 있고, 그 각 개구 주연부는 각 밸브 시트(3)와의 접합면부(2a)를 이루고 있다.
상기 각 밸브 시트(3)의 내주면부는 밸브 접촉면부(3c)를 이루며, 밸브 상면의 형상에 따르도록 윗쪽으로 향해 직경이 작아지는 테이퍼(taper) 형상으로 형성되어 있다. 또한, 각 밸브 시트(3)의 외주면부는, 실린더 헤드 본체(2)의 제 1 접합면부(3a)로서, 상기 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)에 의해 둘러싸이고 또한 내주면과 마찬가지로 테이퍼 형상으로 형성되어 있다. 또한, 각 밸브 시트(3)의 상면부는, 실린더 헤드 본체(2)의 제 2 접합면부(3b)로서, 내주측을 향해 윗쪽으로 경사져 있다.
상기 각 밸브 시트(3)는 Fe계 재료로 이루어지는 소결재이고, 그 내부에는 고전기 전도율 재료로서의 Cu계 재료가 용침되어 있다. 이 각 밸브 시트(3)의 실린더 헤드 본체(2)와의 제 1 및 제 2 접합면부(3a, 3b)에는, 도 2에 모식적으로 도시하는 바와 같이, Zn-Al 공정 합금(약 95중량%의 Zn 성분과 약 5중량%의 Al 성분(후술하는 실린더 헤드 본체(2)의 재료 성분)의 공정 조성)으로 이루어지는 납재와 해당 밸브 시트(3)의 확산층인 철(鐵)측 용융 반응층(5)이 형성되어 있다. 즉, 이 철측 용융 반응층(5)은 상기 납재의 Zn 성분이 밸브 시트(3)측으로 확산됨으로써 형성된 Fe-Zn으로 이루어져 있다.
한편, 상기 실린더 헤드 본체(2)는 Al계 재료로 이루어지고, 이 실린더 헤드 본체(2)의 각 밸브 시트(3)의 접합면부(2a)에는 상기 납재와 해당 실린더 헤드 본체(2)의 확산층인 알루미늄측 용융 반응층(6)이 형성되어 있다. 즉, 이 알루미늄측 용융 반응층(6)은 상기 납재의 Zn 성분이 용융 상태로 실린더 헤드 본체(2)측에 액상 확산됨으로써 형성된 Al-Zn으로 이루어져 있다. 또한, 상기 납재의 융점은 각 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2) 보다도 낮다.
그리고, 상기 각 밸브 시트(3)와 실린더 헤드 본체(2)는, 상기 철측 용융 반응층(5) 및 알루미늄측 용융 반응층(6)을 거쳐 액상 확산 접합되어 있고, 이 철측 용융 반응층(5)의 두께는 1μm 이하로 설정되어 있다. 상기 철측 용융 반응층(5) 및 알루미늄측 용융 반응층(6)의 총 두께는, 0.3∼1.0μm 정도가 바람직하다. 또한, 철측 용융 반응층(5) 및 알루미늄측 용융 반응층(6)간의 적어도 일부(실제로는, 거의 모든 부분)에는, 해당 양쪽 용융 반응층(5, 6)끼리의 합금부가 형성되어 있다. 이 합금부의 조성은, Al:5∼10%, Zn:약 10%, Fe:잔여부로 이루어져 있고, 양쪽 용융 반응층(5, 6) 및 합금부의 조성은 전체에 걸져 완만하게 경사져 있다.
이상의 구성으로 이루어지는 실린더 헤드(1)에 있어서 각 밸브 시트(3)를 실린더 헤드 본체(2)의 각 포트(2b) 개구 주연부(접합면부(2a))에 접합하여 실린더 헤드(1)를 제조하는 방법을 설명한다(또한, 이하의 제조 공정에서는, 실린더 헤드 본체(2) 및 밸브 시트(3)의 상하는 반대로 되어 있다).
우선, Fe계 재료의 분말을 소결함으로써 밸브 시트(3)를 제작한다. 이 때 밸브 시트(3)는, 도 3에 도시하는 바와 같이, 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)의 접합시의 가압력에 견딜 수 있도록, 그 내주측 및 상측(도 1에서는 하측)에 두께가 두껍게 되도록 형성되어 있다. 즉, 이 단계에서는 밸브 접촉면부(3c)는 형성되지 않고, 내주면은 바로 윗쪽으로 연장하도록, 또한 상면은 대략 수평형상으로 되도록 각각 형성한다. 또한, 실린더 헤드 본체(2)의 제 1 접합면부(3a)의 테이퍼각(도 3의 θ1)은 약 0.52rad(30°)으로, 또한 제 2 접합면부(3b)의 경사각(도 3의 θ2)은 약 0.35rad(20°)으로 각각 형성한다. 즉, 상기 제 1 접합면부(3a)의 테이퍼각 θ1은, 지나치게 작으면, 밸브 시트(3)를 실린더 헤드 본체(2)에 매설하는 것은 용이하지만, 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)에서의 산화 피막 파괴 작용 효과를 저하하는 한편, 지나치게 크면, 밸브 시트(3)의 매립이 곤란하게 됨과 동시에, 밸브 시트(3)의 최외주 직경이 지나치게 커져 2개의 포트(2b, 2b)의 간격을 좁게 할 수가 없게 되기 때문에, 약 0.52rad(30°)로 설정하고 있다.
그리고, Cu계 재료의 분말을 소결함으로써 상기 밸브 시트(3)와 대략 동일 직경의 링을 제작한 후, 이 링을 상기 소결한 밸브 시트(3)의 상면에 탑재한 상태로 가열로에 넣어 용융시킴으로써 밸브 시트(3)의 내부에 Cu계 재료를 용침시킨다. 이 후, 밸브 시트(3)의 상기 제 1 및 제 2 접합면부(3a, 3b)를 포함하는 표면부 전체에, 산화 피막 형성 방지 등의 관점으로부터 Cu 도금층(2μm 정도)을 실시해 둔다.
이어서, 도 5a에 모식적으로 도시하는 바와 같이, 상기 밸브 시트(3)의 제 1 및 제 2 접합면부(3a, 3b)에 철측 용융 반응층(5)을 거쳐 납재층(7)을 형성한다. 이 때, 밸브 시트(3)에, 철측 용융 반응층(5)의 두께가 1μm 이하로 되도록 한다. 이와 같이 밸브 시트(3)에 철측 용융 반응층(5) 및 납재층(7)을 형성하기 위해서는, 납재 욕조중의 밸브 시트(3)의 표면부에 초음파 진동을 부여함으로써 납재를 코팅 (초음파 도금)한다. 즉, 도 6에 도시하는 바와 같이, 진동판(11)의 한쪽 단부를 초음파 발진기(12)에 장착하고, 상기 밸브 시트(3)를 이 진동판(11)의 다른쪽 단부의 상면에 탑재한 상태로 바닥이 있는 형상의 용기(13)내의 납재 욕조(14)에 침지한다. 이 상태에서 상기 초음파 발진기(12)로부터 진동판(11)을 거쳐 초음파 진동을 밸브 시트(3)에 부여하면, 초음파에 의한 캐비테이션 작용에 의해 밸브 시트(3)의 표면부의 Cu 도금층이나 약간 형성되어 있던 산화 피막이 파괴되고, 납재의 Zn 성분이 밸브 시트(3)측으로 확산되어 Fe-Zn으로 이루어지는 철측 용융 반응층(5)이 형성됨과 동시에, 이 철측 용융 반응층(5)의 표면측에 납재층(7)이 형성된다. 이에 따라, 납재를 밸브 시트(3)의 표면부에 문지르는 기계적인 마찰을 이용하는 방법(마찰 땜납법)보다도 확실하고 용이하게 철측 용융 반응층(5)을 형성할 수 있다. 여기서, 상기 초음파 도금의 조건으로서는, 예를 들어, 납재 욕조 온도를 400℃, 초음파 출력을 400W, 초음파 진동 부여 시간을 20초로 각각 설정하면 된다. 또한, 플럭스 등의 산화 피막을 파괴하는 수단을 이용하여, 밸브 시트(3)를 납재 욕조(14)에 침지하는 것뿐인 용융 도금 방법으로도 철측 용융 반응층(5) 및 납재층(7)을 형성할 수 있지만, 초음파 도금쪽이 보다 간단하고 확실하게 철측 용융 반응층(5)의 두께를 1μm 이하로 할 수 있다.
다음에, 상기 밸브 시트(3)를, 미리 주조 등에 의해 제작해 놓은 실린더 헤드 본체(2)의 포트(2b) 개구 주연부 즉, 밸브 시트(3)의 접합면부(2a)에 접합한다. 이 때, 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)는, 도 4a에 도시하는 바와 같이, 접합 완료시의 형상(밸브 시트(3)의 제 1 및 제 2 접합면부(3a, 3b)와 동일 형상)과는 달리, 약 0.79rad(45°)의 테이퍼각을 갖고 있다.
그리고, 밸브 시트(3)를 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)에 접합하기 위해서는, 도 7에 도시하는 바와 같이, 시판되는 프로젝션 용접기를 개량한 접합 장치(20)를 이용하여 실행한다. 이 접합 장치(20)는, 대략 역ㄷ자 형상의 지지 본체(21)를 갖고 있고, 이 지지본체(21)의 상하 수평부(21a, 21b)는 한쪽의 연직부(21c)로만 지지된 오버헝 형상(overhung type)으로 되고, 연직부(21c)와 반대쪽은 개구형상으로 되어 있다. 상기 지지본체(21)의 상측 수평부(21a)의 하부에는 가압 실린더(22)가 마련되고, 이 가압 실린더(22)의 하측에는, 가압 실린더(22)의 실린더 로드(23)에 장착되고 또한 이 실린더 로드(23)와 동일축상을 상하 이동 가능한 대략 원통형의 Cu제 상측 전극(24)이 마련되어 있다. 한편, 상기 하측 수평부(21b)의 상측에는, 이동대(27)를 거쳐 Cu제 하측 전극(25)이 상측 전극(24)에 대향한 상태로 마련되고, 이 하측 전극(25)의 비스듬히 경사진 상면에 실린더 헤드 본체(2)를, 그 접합면부(2a)가 실린더 헤드 본체(2)의 상측이 되도록 탑재하는 것이 가능하게 되어 있다. 상기 이동대(27)의 하측 수평부(21b)에 대한 수평 방향 위치와 하측 전극(25)의 상면의 경사는 조정가능하게 되어 있고, 밸브 시트(3)를 접합하는 접합면부(2a)의 중심축이 연직 방향으로 되고 또한 상측 전극(24)의 중심축과 대략 일치하도록 조정한다.
상기 상측 및 하측 전극(24, 25)은, 지지본체(21)의 연직부(21c)내에 수납된 용접 전원(26)에 각각 접속되고, 하측 전극(25) 상면에 있어서의 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)에 밸브 시트(3)를 탑재한 상태로 그 밸브 시트(3)의 상면부에 상측 전극(24)을 접촉시켜 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)를 가압 실린더(22)에 의해 가압하면서 상기 용접 전원(26)을 온(ON)하면, 전류가 밸브 시트(3)로부터 실린더 헤드 본체(2)로 흐르게 되어 있다. 그리고, 상기 상측 전극(24)의 밸브 시트(3) 상면부에 접촉하는 하면부에는, 도 8a 및 도 8b에 확대하여 도시하는 바와 같이, 지지본체(21)의 연직부(21c)와 반대쪽(지지본체(21)의 개구측)에 비통전부로서의 절결부(28)가 형성되어 있다.
상기 실린더 헤드 본체(2)를 상기 접합 장치(20)의 하측 전극(25) 상면에 탑재하고, 밸브 시트(3)를 접합하는 접합면부(2a)의 중심축이 상측 전극(24)과 대략일치하도록 이동대(27)의 수평 방향 위치와 하측 전극(24) 상면의 경사를 조정한 후, 그 접합면부(2a) 상에 밸브 시트(3)를 탑재한다. 이 때, 도 4a에 도시하는 바와 같이, 밸브 시트(3)의 제 1 및 제 2 접합면부(3a, 3b)의 각진 부분만이 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)에 접촉하고 있는 상태에 있다.
이어서, 가압 실린더(22)를 작동시킴으로써 상측 전극(24)을 하측으로 이동시켜 상기 밸브 시트(3)의 상면에 접촉시키고, 이 상태로부터 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)의 가압을 개시한다. 이 가압력은 29420N(3000kgf) 정도가 바람직하다. 그리고, 도 9에 도시하는 바와 같이, 이 가압력을 유지하면서, 가압 개시로부터 약 1.5초 경과후에 용접 전원(26)을 온하여 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)간의 통전에 따른 저항 발열에 의해 납재층(7)에 있어서의 납재의 융점 이상의 온도로 가열해, 그 납재를 용융시킨다. 이 전류값은 70kA 정도가 바람직하다.
이 때, 납재는 약 95중량%의 Zn 성분과 약 5중량%의 Al 성분의 공정 조성으로 이루어지기 때문에, 그 융점은, 도 11에 도시하는 바와 같이, 약 380℃로 지극히 낮고, 통전 개시로부터 즉시 공정선에 도달하여 일제히 용융한다. 한편, 가압에 의해, 도 4b에 도시하는 바와 같이, 밸브 시트(3)의 제 1 접합면부(3a)와 제 2 접합면부(3b)의 각진 부분이 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)를 소성 유동시키면서 밸브 시트(3)가 실린더 헤드 본체(2)에 매립되어 간다. 이에 따라, 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)의 산화 피막이 파괴되고, 용융한 납재의 Zn 성분이 실린더 헤드 본체(2)측으로 액상 확산되어 Al-Zn으로 이루어지는 알루미늄측 용융 반응층(6)을 형성한다(도 5b 참조). 이 확산에 따라, 납재는 Zn 성분의 비율이 저하(Al 성분의 비율이 증가)하기 때문에, 500℃ 정도 이상까지 고융점화(도 11 참조)하여 응고함과 동시에, 용융 상태에 있는 미반응의 납재는, 도 5c에 도시하는 바와 같이, 밸브 시트(3)의 제 1 및 제 2 접합면부(3a, 3b)와 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a) 사이에서 상기 산화 피막이나 오염이 동시에 가압에 의해 배출된다. 이 때문에, 납재층(7)을 거치지 않고서 철측 용융 반응층(5) 및 알루미늄측 용융 반응층(6)이 직접적으로 접합되어, 그 양쪽 용융 반응층(5, 6) 사이에서 확산이 보다 한층 촉진된다. 또한, 양쪽 용융 반응층(5, 6)을 거침으로써 Fe-Al의 경도가 낮은 금속간 화합물이 생성되는 것을 효율적으로 방지할 수 있다. 또한, 철측 용융 반응층(5) 및 알루미늄측 용융 반응층(6)간의 거의 모든 부분에 양쪽 용융 반응층(5, 6)끼리의 합금부가 형성된다.
따라서, 밸브 시트(3)와 실린더 헤드 본체(2)는, 단시간에 철측 용융 반응층(5) 및 알루미늄측 용융 반응층(6)을 거쳐 액상 확산 접합되어, 납재를 용융시키기 위한 입열량은 최소한으로 된다. 또한, 초음파 도금에 의해 밸브 시트(3)에, 철측 용융 반응층(5)의 두께가 lμm 이하로 되도록 철측 용융 반응층(5) 및 납재층(7)을 형성하고 있기 때문에, 철측 용융 반응층(5)에 있어서 Fe 성분의 비율이 많아져 납재의 조성이 공정 조성 내지 그 근방 조성으로부터 크게 벗어나는 것을 방지할 수 있음과 동시에, 이와 같이 공정 조성 내지 그 근방 조성으로부터 벗어난 납재가 많아지는 것을 방지할 수 있다. 이 때문에, 납재의 조성을 공정 조성 또는 그 근방 조성 그대로 유지해 놓을 수 있다. 이 결과, 적은 입열량으로 접합할 수 있기 때문에, 밸브 시트(3)의 변형이나 실린더 헤드 본체(2)의 연화를 억제할 수 있어, 산화 피막의 파괴 효과나 납재의 배출 효과를 효율적으로 높일 수 있다. 따라서, 밸브 시트(3)와 실린더 헤드 본체(2)의 결합 강도를 대단히 높게 할 수 있다. 또한, 납재가 실린더 헤드 본체(2)측으로 확산됨으로써, 그 납재의 융점은 500℃ 정도 이상까지 높아져 있기 때문에, 접합후는 사용한 납재의 융점 이상의 내열성을 갖게 된다.
또한, 밸브 시트(3)의 내부에, 고전기 전도율의 Cu계 재료가 용침되어 있기 때문에, 소결재 내부의 공공이 Cu계 재료로 채워져서, 가압력의 일부가 상기 공공을 없애는데 사용되는 일 없이, 모든 가압력이 직접적으로 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)를 소성 유동시키고 또한 납재를 배출하는 데 사용됨과 동시에, 통전시에 밸브 시트(3) 내부의 발열을 억제하여 납재를 효율적으로 용융시킬 수 있다.
또한, 지지본체(21)의 상하 수평부(21a, 21b)는 오버헝 형상으로 되고, 그 상하 수평부(21a, 21b)의 흔들림에 의해 가압력은 지지본체(21) 개구측이 낮게 되어, 그 만큼 각 접합면부(2a, 3a, 3b)에 있어서의 지지본체(21) 개구측에 상당하는 부분의 접촉 저항이 높게 되어 있기 때문에, 개구측의 발열량이 과대해져, 실린더 헤드 본체(2)가 국부적으로 용융되어 밸브 시트(3)와의 간극이 발생하는 경우가 있다. 이것을 방지하기 위해, 상술한 바와 같이, 상측 전극(24)의 하면부에 있어서 지지본체(21) 개구측으로 절결부(28)를 형성해도 좋다. 이 경우, 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)의 지지본체(21) 개구측에 상당하는 부분에서는 전류값이 작아진다. 이 때문에, 실린더 헤드 본체(2)에 있어서의 지지본체(21)의 개구측이 국부적으로 용융되어 밸브 시트(3)와의 사이에 간극이 발생하는 일은 없다. 또한, 가압 실린더(22)의 실린더 로드(23)와 상측 전극(24)의 중심축이 일치하고 있기 때문에, 그들과 일치하지 않는 장치에 비해서 상측 전극(24) 전체에 있어서의 가압력의 차나 상측 전극(24)의 수평 방향 위치의 변화를 작게 할 수 있어, 절결부(28)의 절결의 정도는 적게 됨과 동시에, 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)에 대한 밸브 시트(3)의 중심(core)이 어긋나는 것을 방지할 수 있다. 또한, 상기 절결부(28)를 마련하는 대신에 상측 전극(24)의 하면부에 절연 부재를 부착하는 것에 의해서도, 실린더 헤드 본체(2)의 국부적인 용융을 방지할 수 있다.
이어서, 통전의 개시로부터 1.5∼2.5초 경과후에 용접 전원(26)을 오프(OFF)하여 통전을 정지하면, 밸브 시트(3)는 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)에 완전히 매립된 상태로 된다(도 4c 참조). 이 때, 가압은 정지하지 않고 그대로 계속시킨다. 즉, 알루미늄측 용융 반응층(6)이 완전히 응고 냉각할 때까지 가압력을 유지하여, 밸브 시트(3)와 실린더 헤드 본체(2)의 열팽창율이 상이한 것에 따른 각 접합면부(2a, 3a, 3b)에서의 박리나 균열을 방지한다.
또, 도 10에 도시하는 바와 같이, 통전의 정지와 대략 동시에 가압력을 저하시키는 것이 보다 바람직하다. 즉, 큰 가압력으로서는 변형능이 작아지는 응고 직후에 있어서 가압에 의해 각 접합면부(2a, 3a, 3b)에서 균일이 발생할 가능성이 높기 때문에, 수축 변형에 추종시킬 수 있는 정도의 가압력까지 저하시켜, 가압에 의한 응고후의 각 접합면부(2a, 3a, 3b)에서의 균열을 확실히 방지한다.
그 후, 통전의 정지로부터 약 1.5초 경과후에 가압을 정지시킴으로써 밸브 시트(3)와 실린더 헤드 본체(2)의 접합이 완료된다. 이어서, 동일 실린더 헤드 본체(2)에 있어서 마찬가지의 작업을 반복하여 남은 세개의 접합면부(2a, 2a, …)에 각 밸브 시트(3)를 접합한다.
최종적으로, 각 밸브 시트(3)의 내주면부나 상면부 등을 절삭 가공함으로써 밸브 접촉면부(3c)를 형성하는 등의 방법에 의해 소정의 형상으로 마무리한다. 이에 따라, 실린더 헤드 본체(2)의 각 포트(2b) 개구 주연부에 각 밸브 시트(3)가 접합된 실린더 헤드(1)를 완성한다.
따라서, 상기 실시형태 1에서는, 밸브 시트(3)와 실린더 헤드 본체(2)를, 통전에 따른 발열 및 가압에 의해, 철측 용융 반응층(5) 및 알루미늄측 용융 반응층(6)을 거쳐 액상 확산 접합하도록 하였기 때문에, 접합 강도가 높고 또한 사용한 납재 이상의 내열성을 갖는 실린더 헤드(1)를 단시간에 얻을 수 있다. 또한, 납재를 용융하고 또한 배출하는 것이 가능하도록 가압력이나 전류값을 설정하면 되기 때문에, 높은 접합 강도를 얻을 수 있는 조건 범위가 넓다. 또한, 수축 끼워맞춤에 의한 접합 방법보다도 밸브 시트(3)를 각별히 소형화할 수 있기 때문에, 두개의 포트(2b, 2b)의 간격을 좁게 하거나 스로트 직경을 크게 하거나 할 수 있다. 또한, 단열층이 발생하는 일이 없어 밸브 근방의 열전도율을 향상시킬 수 있고, 또한, 포트(2b, 2b) 사이에 마련한 냉각수 통로를 밸브 시트측으로부터 접근시킬 수 있기 때문에, 밸브 근방의 온도를 효율적으로 저하시킬 수 있다. 또한, 예열 플러그나 인젝터를 포트(2b, 2b) 사이에 배치하였다고 해도, 그 사이의 두께를 충분히 확보할 수 있다. 따라서, 엔진의 성능, 신뢰성 및 설계의 자유도를 향상시킬 수 있다.
또한, 상기 실시형태 1에서는, 각 밸브 시트(3)를 소결에 의해 제조하고 그 내부에 Cu계 재료를 용침하도록 하였지만, 각 밸브 시트(3) 내부의 밀도가 어느 정도 확보되어 있으면, 반드시 용침할 필요는 없다. 또한, 각 밸브 시트(3)를, 소결한 후에 단조를 실행하여 얻어지는 소결 단조재로 함으로써, 용침하는 것과 마찬가지로, 밸브 시트(3) 내부의 공공을 없앨 수 있기 때문에, 납재를 효과적으로 배출할 수 있다.
또한, 상기 실시형태 1에서는, 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)간의 통전에 따른 저항 발열에 의해 납재층(7)에 있어서의 납재의 융점 이상의 온도로의 가열을 실행하여, 그 납재를 용융시키도록 하였지만, 고주파 가열 등의 국부 가열에 의해 납재를 용융시키도록 하여도 좋다.
또한, 상기 실시형태 1에서는, 납재를 공정 조성으로 이루어지는 것으로 하였지만, 그 근방의 조성이더라도 좋고, 이 경우, Zn의 비율이 92∼98중량%로 하면, 납재의 융점을 400℃ 이하로 실행할 수 있고, 밸브 시트(3)의 변형 또는 실린더 헤드 본체(2)의 용융 또는 연화를 확실히 방지할 수 있어, 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)의 접합 강도를 효율적으로 향상시킬 수 있다.
(실시형태 2)
도 12는 본 발명의 실시형태 2를 나타내며, 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)의 접합시에 있어서의 통전의 제어 방법이 상기 실시형태 1과 상이하다.
즉, 이 실시형태에서는, 일정한 전류값으로 연속하여 전류를 흘려 보내는 것이 아니라, 크고 작은 전류값을 반복하여 이루어지는 펄스 통전으로 한 것이다. 이 펄스 통전이 큰쪽의 전류값은 약 70kA로 일정하고, 작은쪽의 전류값은 0으로 설정되어 있다. 또한, 대전류값 펄스의 통전 시간은 0.25∼1초이고, 소전류값 펄스의 통전 시간(전류가 흐르고 있지 않는 시간)은 0.1∼0.5초 정도이다. 또한, 대전류값 펄스수는 3∼9 펄스(도 12에서는 4 펄스)가 바람직하다. 또한, 가압 개시로부터 최초의 대전류값 펄스의 통전 개시까지의 시간 및 최후의 대전류값 펄스의 통전 정지로부터 가압 정지까지의 시간은 상기 실시형태 1과 동일한 1.5초이다.
이와 같은 펄스 통전을 실행하였을 때의 밸브 시트(3)의 온도 변화를 도 13에 도시한다. 즉, Fe계 재료로 이루어지는 밸브 시트(3)의 열용량은 지극히 작기 때문에, 밸브 시트(3)의 저항 발열에 의한 온도 상승이 심하고, 특히 그 상하 방향 중앙부에서는, 상측 전극(24)이나 실린더 헤드 본체(2)로의 방열이 용이한 상하단부에 비해서 방열하기 어렵고, 최초의 대전류값 펄스의 통전시에는, 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)간의 접촉 저항이 높기 때문에, 저항 발열량도 크며 밸브 시트(3)의 상하 방향 중앙부의 온도는, 그 최초의 대전류값 펄스의 통전 정지시에는 A1 전이온도 이상으로 되어 있다. 이 단계에서, 밸브 시트(3)는 실린더 헤드 본체(2)에 거의 완전히 매립된 상태로 되어 있기 때문에, 통전을 완전히 정지하는 것도 가능하지만, 밸브 시트(3)는 A1 전이온도 이상의 온도로부터 급격히 냉각되기 때문에, 그 상하 방향 중앙부는 담금질되어 경도가 상승하게 된다.
그래서, 온도가 조금 저하한 시점에서 2회째의 대전류값 펄스의 통전을 실행한다. 이 때, 최초의 대전류값 펄스의 통전시와는 달리, 야금적 접합에 의해 접촉 저항이 작아져 저항 발열량은 감소하고, 방열도 실행되기 때문에, 최초와 동일한 전류값에 있어서도 그 정도 온도를 상승시키지 않고, 이를 반복함으로써, 서서히 냉각되기 때문에, 밸브 시트(3)의 경도는 거의 상승하지 않는다.
따라서, 상기 실시형태 2에서는, 펄스 통전에 의해 밸브 시트(3)의 상하 방향 중앙부의 온도를 서서히 저하시키도록 하였기 때문에, 밸브 시트(3)의 경도가 크게 상승하는 일없이, 그 내주면부를 절삭 가공할 때의 가공성의 악화를 방지할 수 있다. 또한, 밸브 접촉면부(3c)가 지나치게 단단해지는 것에 의해 밸브가 쉽게 마모되는 것을 효율적으로 억제할 수 있다.
또, 상기 실시형태 2에서는, 펄스 통전의 대전류값을 일정하게 하고, 소전류값을 0으로 하였지만, 이것에 한정되는 것이 아니라, 예를 들어, 도 14a에 도시하는 바와 같이, 대전류값을 단계적으로 저하시켜 가더라도 좋고, 도 14b에 도시하는 바와 같이, 소전류값을 0으로 하지 않고서 대전류값과 0의 중간값으로 설정해도 좋다. 또한, 도 14c에 도시하는 바와 같이, 최초의 대전류값 펄스의 통전에 이어서 소전류값 펄스(도 14c에서는 0)를 통전한 후, 전류값을 시간에 비례하여 감소시키는 연속 통전으로 전환하더라도 좋고, 최초의 대전류값 펄스의 통전 정지후는, 밸브 시트(3)를 서서히 냉각가능하다면, 어떠한 통전 제어를 실행하여도 좋다.
또한, 밸브 시트(3)의 상측 전극(24)으로의 방열을 향상시키기 위해, 그 상측 전극(24)내에 냉각수를 통과시켜 수냉하도록 하는 것이 바람직하다. 또한, 도 15에 도시하는 바와 같이, 상측 전극(24)의 하부에, 밸브 시트(3)의 내주면부에 대향하는 원통형의 돌기부(31)를 마련하여, 이 돌기부(31)의 외주부에 원주 방향에 대략 등간격으로 마련한 복수의 노즐(32, 32, …)로부터 상측 전극(24)내의 냉각수를 밸브 시트(3)의 내주면부에 분무하도록 하여도 좋다. 이에 따라, 밸브 시트(3)의 상하 방향 중앙부를 효율적으로 냉각하여, 밸브 시트(3)가 A1 전이온도 이상으로 과열되는 것을 방지할 수 있다.
(실시형태 3)
도 16은 본 발명의 실시형태 3을 나타내며, 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)의 접합시에 있어서의 통전의 제어 방법을 상기 실시형태 1, 2와 상이하게 한 것이다.
즉, 이 실시형태에서는, 접합 장치(20)가 밸브 시트(3)의 높이 방향의 위치를 검출하는 시트 위치 검출 수단으로서의 리미트 스위치(limit switch)(도시하지 않음)를 갖고, 밸브 시트(3)가 실린더 헤드 본체(2)에 거의 완전히 매설된 상태로 되는 접합 위치에서 상기 리미트 스위치가 작동하도록 구성되어 있다. 그리고, 통전을 개시한 후, 이 리미트 스위치가 작동하면, 통전 개시시의 초기 전류값(약 70kA)보다도 작은 일정한 전류값으로 전환하여 통전시키도록 되어 있다. 그리고, 전환 후의 통전의 정지는 시간마다 실행되고, 초기 전류값의 통전 개시로부터 1.5∼5초마다 정지하게 되어 있다.
이와 같이 밸브 시트(3)가 실린더 헤드 본체(2)에 거의 완전히 매설된 형태에서 작은 전류값으로 전환한다고 하는 통전 제어를 실행한 경우의 동작에 대하여 설명한다.
우선, 통전 개시시에는, 상기 실시형태 2에서 설명한 바와 같이, 밸브 시트(3)는 Al계 재료로 이루어지는 실린더 헤드 본체(2)보다도 각별히 온도가 상승하기 때문에, 열팽창율(선팽창계수)이 실린더 헤드 본체(2)보다도 작음에도 불구하고, 열팽창량은 크다. 이 때문에, 밸브 시트(3)가 실린더 헤드 본체(2)에 거의 완전히 매설된 상태로 통전을 완전히 정지하면, 밸브 시트(3)의 수축량이 실린더 헤드 본체(2)보다도 크기 때문에, 밸브 시트(3)에 인장의 열응력이 발생한다.
그래서, 초기 전류값보다도 작은 전류값으로 전환하여 통전을 실행하면, 상기 실시형태 2와 마찬가지로, 밸브 시트(3)의 온도는 서서히 저하해 간다. 한편, 실린더 헤드 본체(2)의 온도는 밸브 시트(3)로부터의 열에 의해 상승하기 때문에, 밸브 시트(3)와 실린더 헤드 본체(2)의 온도차는 작아진다. 이 상태에서, 통전을 정지하면, 수축량의 차는 작아지고, 밸브 시트(3)에 발생하는 열응력을 저감할 수 있다.
따라서, 상기 실시형태 3에서는, 밸브 시트(3)가 실린더 헤드 본체(2)에 거의 완전히 매립된 상태로 초기 전류값보다도 작은 전류값으로 전환하도록 하였기 때문에, 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)의 열용량 및 열팽창율의 차에 기인하여 발생하는 열팽창량(수축량)의 차를 작게 할 수 있다. 따라서, 밸브 시트(3)에 발생하는 인장의 열응력을 저감하여, 그 내주면부에 종방향 크랙이 발생하는 것을 방지할 수 있다.
또, 상기 실시형태 3에서는, 리미트 스위치의 작동에 의한 전환후의 전류값을 일정하게 하였지만, 이것에 한정되는 것이 아니라, 예를 들어, 도 17a에 도시하는 바와 같이, 전환후의 전류값을 시간에 대해 비례하도록 저하시켜 가더라도 좋고, 도 17b에 도시하는 바와 같이, 상기 실시형태 2와 마찬가지로, 리미트 스위치의 작동후는 대전류값이 초기 전류값보다도 작은 펄스 통전으로 실행해도 좋다. 또한, 상기 실시형태 2와 동일한 통전 제어 방법에 있어서도, 마찬가지의 작용 효과를 얻을 수 있다.
또한, 상기 실시형태 3에서는, 리미트 스위치에 의해 밸브 시트(3)의 높이 방향의 위치를 검출하여 전류값을 전환하도록 하였지만, 광 센서 등의 위치 검출 수단을 이용하더라도 좋고, 위치를 검출하는 대신에 시간마다 전류값을 전환하는 타이밍을 제어해도 좋다. 이 경우, 통전 개시로부터 0.25∼1초(보다 바람직하게는 0.25∼0.5초)마다 전류값을 전환하는 것이 바람직하고, 이 시간동안이면, 밸브 시트(3)가 실린더 헤드 본체(2)에 거의 완전히 매설된 상태로 전환되게 된다.
또한, 밸브 시트(3)를 실린더 헤드 본체(2)에 접합하기 전에, 실린더 헤드 본체(2)를 200℃ 정도까지 예열해 놓는 것이 바람직하다. 이와 같이 하면, 이들 온도차는 보다 한층 작아지고, 열응력을 낮게 억제할 수 있다. 이 결과, 밸브 시트(3)의 종방향 크랙의 발생을 확실히 방지할 수 있어, 리미트 스위치의 작동후에 있어서의 전류값의 전환을 필요로 하지 않게 할 수 있다. 이와 같이 실린더 헤드 본체(2)를 예열하기 위해서는, 상기 접합 장치(20)를 이용하면 된다. 즉, 접합 장치(20)의 상측 및 하측 전극(24, 25)을 카본(carbon)제인 것으로 교환하여, 그 양쪽 전극(24, 25)으로 실린더 헤드 본체(2)를 사이에 끼운 상태로 하여 전원을 온함으로써 예열을 실행한다. 이 때, 양쪽 전극(24, 25)이 카본제이기 때문에, 자기 발열이 커서, 실린더 헤드 본체(2)를 효율적으로 예열할 수 있다. 이와 같이 하면, 인라인화 대응도 가능해진다.
또한, 도 18에 도시하는 바와 같이, 밸브 시트(3)의 상부에는 내주면측을 향하여 높이가 높아지는 상면 테이퍼부(3d)를 마련하는 한편, 상측 전극(24)의 하부에는 상기 밸브 시트(3)의 상면 테이퍼부(3d)를 끼워 맞춘 원추형의 오목부(34)를 형성해 놓고, 밸브 시트(3)의 상면 테이퍼부(3d)를 상측 전극(24)의 오목부(34)에 끼워 맞춘 상태로 가압하도록 하더라도 좋다. 즉, 이와 같이 가압하면, 밸브 시트(3)의 직경이 줄어드는 방향으로도 가압력이 작용하기 때문에, 밸브 시트(3)의 온도가 상승하더라도 그 팽창을 방지할 수 있어, 실린더 헤드 본체(2)의 온도차가 크더라도 수축량의 차는 작아진다. 따라서, 이 경우에서도, 밸브 시트(3)에 종방향 크랙이 발생하는 것을 방지할 수 있다.
또한, 도 19에 도시하는 바와 같이, 밸브 시트(3)의 내주 면측의 응력 집중을 완화하기 위하여, 내주면부와 상면부 및 하면부의 각진 부분에 챔퍼(chamfer)(3e, 3e)를 형성하는 것이 바람직하다.
또한, 밸브 시트(3)의 내주면측은 최종적으로는 깎아낸 부분이기 때문에, 그 깎아낸 부분만을 염가의 재료로서 소결할 수 있다.
(실시형태 4)
도 20은 본 발명의 실시형태 4에 관한 접합 장치(20)의 주요부를 도시하고(또한, 도 7과 동일 부분에 대해서는 그 상세한 설명은 생략하고, 상이한 개소만을 설명함), 통전 경로를 상기 실시형태 1∼3과는 상이하게 한 것이다.
즉, 이 실시형태에서는, 접합 장치(20)는 상기 실시형태 1∼3과 마찬가지로 하측 전극(25)을 갖지만, 이 하측 전극(25)은 용접 전원(26)에는 접속되어 있지 않고, 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)를 가압하기 위해서만 이용되고 있다. 그리고, 상측 전극(24)은 2개의 제 1 및 제 2 전극(24a, 24b)으로 이루어지고, 이 제 1 전극(24a)은 상기 실시형태 1∼3과 동일한 것이다. 한편, 상기 제 2 전극(24b)은, 제 1 전극(24a)을 상하 이동시키는 가압 실린더(22)와 마찬가지의 별도의 가압 실린더에 의해 독립적으로 상하 이동가능하게 되어 있다. 또한, 상기 제 2 전극(24b)은 제 1 전극(24a)과는 달리, 카본제이며, 이 양쪽 전극(24a, 24b)이 각각 용접 전원(26)에 접속되어 있다.
상기 제 1 및 제 2 전극(24a, 24b)은, 동일 실린더 헤드 본체(2)에 있어서 새롭게 접합하는 미(未)접합 밸브 시트(3) 및 전회(前回) 접합한 기접합(旣接合) 밸브 시트(3)의 상면에 각각 접촉하도록 되어 있다. 그리고, 용접 전원(26)을 온(ON)하면, 전류는, 순서대로 제 1 전극(24a), 미접합 밸브 시트(3), 실린더 헤드 본체(2), 기접합 밸브 시트(3) 및 제 2 전극(24b)을 흘러, 용접 전원(26)으로 되돌아가게 되어 있다. 이에 따라, 기접합 밸브 시트(3)는, 미접합 밸브 시트(3)의 접합시의 복귀측의 통전 경로로 되어 있다.
따라서, 상기 실시형태 4에서는, 미접합 밸브 시트(3)를 접합할 때에, 기접합 밸브 시트(3)측에서는 저항 발열량이 작고 기접합 밸브 시트(3)의 내부 온도가 미접합 밸브 시트(3)와 같이 상승하는 경우는 없지만, 카본제의 제 2 전극(24b)이 자기 발열하기 때문에, 상기 실시형태 2에서 설명한 바와 같이, 기접합 밸브 시트(3)가 담금질되어 경도가 상승했다고 하더라도, 적절히 뜨임 처리를 실행하는 것이 가능해진다. 또한, 인라인으로 공정을 늘리는 일없이 기접합 밸브 시트(3)의 뜨임 처리를 실행할 수 있다. 따라서, 접합시에 있어서의 밸브 시트(3)의 경도의 상승이라고 하는 열의 영향을 효과적으로 억제할 수 있다.
또, 상기 실시형태 4에서는, 제 2 전극(24b)을 카본제로 하였지만, 이것은 가장 자기 발열량이 큰 재료이기 때문에, 기접합 밸브 시트(3)의 온도를 지나치게 높게 한 경우에는, 제 2 전극(24b)을, 예를 들어 철제 또는 황동제로 하여 뜨임 처리를 효율적으로 실행할 수 있는 것을 선택하면 된다.
또한, 상기 실시형태 1∼4에서는, 실린더 헤드 본체(2)의 접합면부(2a)를, 접합전에 약 0.79rad(45°)의 테이퍼 형상으로 하였지만, 이 테이퍼를 없애도 좋다. 이 경우, 도 47a에 도시하는 바와 같이, 미리 밸브 시트(3)를 상측 전극(24)에 유지시켜 놓는다. 즉, 상측 전극(24)의 하부에, 아래쪽을 향해 외경이 약간 작아지는 돌출부(36)를 형성해 놓고, 이 돌출부(36)의 외주면에 밸브 시트(3)의 내주면을 약간 조여 끼운 상태로 끼워 맞춰 놓는다. 이어서, 상기 실시형태 1∼4와 마찬가지로, 상측 전극(24)을 하측으로 이동시켜 밸브 시트(3) 및 실린더 헤드 본체(2)간의 통전 및 가압에 의해 양자를 접합한다(도 47b 참조). 이 때, 밸브 시트(3)의 제 1 접합면부(3a)와 제 2 접합면부(3b)로부터 실린더 헤드 본체(2)를 소성 유동시키면서 밸브 시트(3)가 실린더 헤드 본체(2)에 매립되어 간다. 이렇게 하여 접합이 완료되면, 도 47c에 도시하는 바와 같이, 밸브 시트(3)가 실린더 헤드 본체(2)에 완전히 매설된 상태로 되어, 실린더 헤드 본체(2)에는 접합면부(2a)가 형성되게 된다. 그리고, 상측 전극(24)을 상승시키면, 그 돌출부(36)는 밸브 시트(3)의 내주면으로부터 용이하게 벗어난다. 이와 같이 실린더 헤드 본체(2)에 미리 테이퍼 형상의 접합면부(2a)를 형성하지 않아도, 실린더 헤드 본체(2)와 밸브 시트(3)의 접합 상태는, 상기 실시형태 1∼4와 거의 동일하게 된다. 또한, 밸브 시트(3)를 미리 상측 전극(24)의 돌출부(36)에 유지해 놓음으로써, 밸브 시트(3)의 실린더 헤드 본체(2)에 대한 위치 결정을 정확히 실행할 수 있고, 또한, 실린더 헤드 본체(2)에 대한 기계 가공을 생략할 수 있기 때문에, 실린더 헤드 본체(2)의 테이퍼 형상의 접합면부(2a) 상에 밸브 시트(3)를 공급하고 또한 위치 결정하여 접합하는 경우보다도 생산성을 향상시킬 수 있다.
또한, 상기 실시형태 1∼4에서는, 납재를, Zn이 95중량%인 Zn-Al 공정 합금으로 하였지만, 공정 조성 내지 그 근방 조성(예컨대 Zn이 92∼98중량%)으로 이루어지는 Zn-Al계 합금이더라도 좋다.
(실시형태 5)
도 21은 본 발명의 실시형태 5에 관한 접합 금속 부재로서의 디젤 엔진의 피스톤(41)을 도시하고, 이 피스톤(41)은 상기 실시형태 1과 마찬가지로, Al계 재료로 이루어지는 피스톤 본체(42)(제 2 금속 부재)의 상부 외주부에 Fe계 재료로 이루어지는 내마모링(43)(제 1 금속 부재)이, 또한 피스톤 본체(42)의 상부 중앙부에 마련된 연소실(42a)내의 립(lip) 부분에 Fe계(예컨대 오스테나이트계 스테인리스강 등)의 강화 부재(44)(제 1 금속 부재)가 각각 접합되어 이루어진다.
즉, 종래는, 내마모링(43)을 붙여 넣은 상태에서, 피스톤 본체(42)를 주조하고 있지만, 피스톤 본체(42)를 T6 열처리하여 그 강도를 향상시키고자 해도, 내마모링(43)을 붙여 넣은 상태에서는 Fe-Al의 경도가 낮은 금속간 화합물이 발생하기 때문에, T6 열처리를 실행하는 것은 불가능하다. 그러나, 이 실시형태에서는, 미리 피스톤 본체(42)를 T6 열처리해 놓아, 그 피스톤 본체(42)에 내마모링(43)을 접합할 수 있다. 또한, 만일 피스톤 본체(42)에 내마모링(43)을 접합한 후에 T6 열처리하였다고 해도 그 내열성은 양호하고, Fe-Al은 발생하기 어렵기 때문에, 문제는 없다. 이 때문에, 피스톤(41)의 내마모성 및 강도 모두 향상시킬 수 있다.
한편, 피스톤 본체(42)의 연소실(42a)내의 벽부에는, 특히 코너부에 크랙이 쉽게 발생한다고 하는 문제가 있다. 그러나, 이 실시형태에서는, 연소실(42a)내의 립부분에 강화 부재(44)가 접합되어 있기 때문에, 연소실(42a)내의 벽부에 크랙이 발생하는 것을 방지할 수 있다.
(실시형태 6)
도 22는 본 발명의 실시형태 6에 관한 접합 금속 부재로서의 엔진의 실린더 블럭(51)의 주요부를 도시하고, 이 실린더 블럭(51)은 상기 실시형태 1과 마찬가지로, Al계 재료로 이루어지는 실린더 블럭 본체(52)(제 2 금속 부재)의 워터 자켓(water jacket)(52a)의 상부에 Fe계 재료로 이루어지는 리브 부재(53)(제 1 금속 부재)가 접합되어 이루어진다. 또, 참조부호 (54)는 기통 내주면부에 끼워 넣어지는 주철제의 라이너이다.
즉, 종래는, 실린더 블럭(51)의 강성을 향상시키기 위해, 그 실린더 블럭 본체(52)의 주조시에 사중자(砂中子)를 사용하여 워터 자켓부의 상부에 리브를 일체적으로 형성하고 있지만, 이 방법에서는, 주조시의 사이클 시간이 길게 되어, 생산성이 나쁘다고 하는 문제가 있다. 그러나, 이 실시형태에서는, 실린더 블럭 본체(52)의 주조를 쉽게 하면서, 리브 부재(53)를 단시간에 실린더 블럭 본체(52)의 워터 자켓(52a)의 상부에 접합할 수 있고, 실린더 블럭의 강성을 향상시킬 수 있다. 이 때문에, 기통 내주면부의 라이너(54)의 변형을 방지할 수 있어, LOC나 NVH 등의 엔진 성능을 향상시킬 수 있다. 또한, 라이너리스 실린더 블럭(linerless sylinder block)으로의 적용도 가능해진다.
실시예
다음에, 구체적으로 실시한 실시예에 대하여 설명한다.
우선, 제 2 금속 부재로서, 도 23에 도시하는 바와 같이, Al 합금 주물(JIS 규격 H5202에 규정되어 있는 AC4D)로 시험편(61)을 주조하였다. 그리고, 이 시험편(61)에 대하여 T6 열처리를 실시하였다.
이어서, 표 1에 도시하는 바와 같이 납재 코팅 방법, 시트 형상 및 제 1 접합면부의 테이퍼각 θ1을 상이하게 해서 5종류의 Fe계 밸브 시트를 제작했다(실시예 1∼5).
이 표 1에 있어서, 납재 코팅 방법의 란에 있어서의 「마찰」이란, 밸브 시트의 표면부에 철측 용융 반응층 및 납재층을 형성할 때, 납재를 문질러서 코팅하는 방법(마찰 땜납법)이다. 한편, 「초음파」란, 상기 실시예 1에서 설명한 바와 같이, 초음파 도금에 의해 납재를 코팅하는 방법이다. 또한, 시트 형상의 란에서의 「박육」이란, 도 24에 도시하는 바와 같이, 밸브 시트가 최종 형상에 가까운 형상의 두께가 얇은 것을 말한다. 한편, 「후육」이란, 도 25에 도시하는 바와 같이, 상기 실시예와 마찬가지 형상의 두께가 두꺼운 것을 말한다.
또, 밸브 시트의 재료는 표 2에 나타내는 성분의 것을 사용하였다. 이 표 2에 있어서, 수치는 중량%이고, TC란, 총 탄소량(유리(遊離) 탄소(흑연)와 세멘타이트(cementite)의 탄소의 합계량)의 것이다.
또, 납재에는, 95중량%의 Zn 성분, 4.95중량%의 Al 성분 및 0.05중량%의 Mg 성분(Zn-Al 공정 합금)으로 이루어지는 것을 사용하였다.
또한, 각 밸브 시트의 내부에는 Cu계 재료를 용침하고, 표면에는 Cu 도금을 실시하였다.
상기 실시예 1∼5의 각 밸브 시트를, 상기 실시형태 1과 마찬가지로 하여, 접합 장치에 의해 상기 시험편(61)에 접합하였다. 이 접합시에 있어서의 가압력 및 전류값은, 표 1에 나타내는 값으로 설정하였다. 또, 전류값에 대해서는, 가압력의 변화 등에 의해 밸브 시트 및 시험편(61)간의 접촉 저항이 변화하여 밸브 시트의 매립 깊이가 변하기 때문에, 대략 동일 매립 깊이로 되도록 설정하고 있다.
또한, 비교를 위해, 후육 형상이고 또한 θ1=0.52rad(30°) 의 밸브 시트(표면에 Cu 도금한 것)를, 가압력 및 전류값을 각각 29420N(3000kgf) 및 70kA로서 고상 확산 접합(압접 접합)하였다(비교예).
다음에, 상기 실시예 1∼5 및 비교예의 밸브 시트의 접합 강도를 측정하였다. 즉, 도 26에 도시하는 바와 같이, 시험편(61)을 밸브 시트(62)의 접합한 측이 하측으로 되도록 지그대(63)의 상면에 놓고, 이 때, 밸브 시트(62)가 그 지그대(63)에 접촉하지 않도록, 지그대(63)의 대략 중앙부에 마련한 관통 구멍(63a)의 상측에 위치시킨다. 그리고, 시험편(61)의 관통 구멍(61a)의 상측으로부터 원통형의 가압 지그(64)를 삽입하여 밸브 시트(62)를 누르고, 밸브 시트(62)가 시험편(61)으로부터 빠졌을 때의 인발 하중을 측정한다. 이 인발 하중이 접합 강도에 상당한다.
상기 인발 하중 측정 시험의 결과를 도 27에 도시한다. 이 결과, 실시예 1과 실시예 2를 비교함으로써, 초음파 도금에 의해 밸브 시트의 표면부에 철측 용융반응층 및 납재층을 형성하는 쪽이, 납재를 문질러 붙이는 것에 의해 코팅을 실행하는 방법보다도 접합 강도가 향상되는 것을 알 수 있다. 이것은 시험후의 밸브 시트의 표면에는, 실시예 2에 있어서는 후술한 바와 같이 철측 용융 반응층이 남아 있었던데(도 30 참조) 반하여, 실시예 1에 있어서는 납재층이나 철측 용융 반응층의 흔적이 거의 발견되지 않았기 때문에, 실시예 1에서는 철측 용융 반응층이 완전히 형성되어 있지 않기 때문인 것으로 추정할 수 있다.
여기서, 상기 실시예 2에 있어서, 초음파 도금한 직후의 밸브 시트 표면부의 현미경 사진(배율 약 180배)을 도 28에, 또한 접합후에 있어서의 밸브 시트 및 시험편(61)의 접합면부의 현미경 사진(배율 약 360배)을 도 29에, 또한 인발 하중 측정 시험후의 밸브 시트 표면부의 현미경 사진(배율 약 360배)을 도 30에 각각 나타낸다. 도 28에 있어서, 상측이 밸브 시트이고, 그 하측에는 Cu 도금층이 아니라 얇은 철측 용융 반응층을 거쳐 납재층이 형성되어 있다. 또한, 밸브 시트 내부에는, Cu계 재료가 용침된 공공이 존재하는 것을 알 수 있다. 또한, 도 29에 있어서, 상측의 밸브 시트와 하측의 시험편(61) 사이에는 철측 용융 반응층 및 알루미늄측 용융 반응층이 존재하고 있다. 또한, 도 30에 있어서, 밸브 시트의 표면부(하면부)에는 얇은 철측 용융 반응층이 남아 있는 것을 알 수 있다.
또한, 실시예 2와 실시예 3을 비교함으로써, 후육 형상의 밸브 시트쪽이 박육 형상보다도 인발 하중이 커지는 것을 알 수 있다. 이것은, 실시예 2에서는, 밸브 시트의 각각의 각진 부분 등에 변형이 발생하고 있는 것으로부터, 변형에 의해 접합면부에 작용하는 실제의 가압력이 저하하였기 때문인 것으로 추정할 수 있다.
그리고, 실시예 3과 실시예 4를 비교함으로써, 제 1 접합면부의 테이퍼각 θ1이 큰 실시예 4가 상기 실시예 1에서 설명한 바와 같이, 산화 피막 파괴 작용 효과가 우수하고, 접합 강도는 커지는 것을 알 수 있다.
또한, 실시예 4와 실시예 5를 비교하면, 가압력이 큰 실시예 5가 접합 강도는 높아지는 것을 알 수 있다. 또한, 가압력을 29420N(3000kgf)으로 함으로써, 비교예의 것보다도 접합 강도가 각별히 향상하는 것을 알 수 있다.
여기서, 상기 실시예 5에 있어서, 접합후에 있어서의 밸브 시트 및 시험편(61)의 접합면부의 전자 현미경 사진(배율 약 10000배)을 도 31에 나타낸다. 이 도면에 있어서, 좌측이 밸브 시트(희게 보이는 부분을 포함함)이고, 우측이 시험편(61)이다. 그리고, 그 사이의 회색으로 보이는 부분이 철측 용융 반응층 및 알루미늄측 용융 반응층이다. 이 양층의 두께는 1μm 이하인 것을 알 수 있다. 또, 이 양층의 원소를 분석하면, Fe, Zn 및 Al이 각각 검출되었다.
상기 가압력의 영향에 관해 더욱 상세히 조사하기 위해, 납재 코팅 방법, 시트 형상 및 제 1 접합면부의 테이퍼각 θ1을 상기 실시예 4, 5와 동일하게 하여 가압력을 9807N(1000kgf), 14710N(1500kgf) 및 29420N(3000kgf)으로 각각 설정하여 밸브 시트를 시험편(61)에 접합하고, 상기 최초에 실행한 인발 하중 측정 시험과 마찬가지로, 그 인발 하중을 측정하였다.
또한, 가압력이 9807N(l000kgf)인 것과 29420N(3000kgf)인 것으로 접합후의 시험편(61)의 경도를 측정하였다. 이 경도의 측정은, 밸브 시트의 제 1 접합면부와 제 2 접합면부의 각진 부분(도 33에 있어서 접합면부로부터의 거리=0인 점)으로부터 시험편(61)의 외주측을 향해 밸브 시트가 접합된 측과 반대측에 약0.79rad(45°) 기운 방향을 따라서 소정의 거리마다 실행하였다.
상기 인발 하중 측정 시험의 결과를 도 32에, 또한 경도 측정 시험의 결과를 도 33에 각각 도시한다. 이에 따라, 가압력이 클수록 접합 강도는 높고, 고가압력쪽이 시험편(61)의 접합면부 근방의 경도가 높은 것을 알 수 있다. 이것은, 높은 가압력쪽이 접촉 저항이 낮고 발열량이 작은 만큼, 시험편(61)의 연화가 억제되어 있기 때문이고, 연화를 억제하면, 소성 유동이 확실히 실행되어 산화 피막의 파괴 작용 효과가 높아짐과 동시에, 납재의 배출도 확실히 실행되기 때문이다.
이어서, 펄스 통전의 효과를 조사하기 위해, 펄스 통전을 실행함으로써 밸브 시트를 시험편(61)에 접합하였다. 이 펄스 통전의 대전류값 및 소전류값은 각각 70kA 및 0으로 하였다. 또한, 대전류값 펄스의 통전 시간은 0.5초로 하고, 소전류값 펄스의 통전 시간은 0.1초로 하였다. 또한, 대전류값 펄스수는 6 펄스로 하였다. 한편, 비교를 위해, 연속 통전(60kA의 전류값으로 2초동안 통전)에 의해 밸브 시트를 시험편(61)에 접합하였다. 또, 가압력은 모두 29420N(3000kgf)으로 하였다.
그리고, 펄스 통전 및 연속 통전에 의해 접합한 것에 대하여, 각각, 밸브 시트의 상하 양쪽 단부(A부) 및 상하 방향 중앙부(B부)에 있어서의 접합전 및 접합후의 경도, 시험편(61)에 있어서 밸브 시트의 제 1 접합면부와 제 2 접합면부의 각진 부분으로부터 해당 시험편(61)의 외주측을 향해 밸브 시트가 접합된 측과 반대측으로 약 0.79rad(45°) 기운 방향에 따른 소정 거리마다의 경도 및 인발 하중을 측정하였다.
상기 접합전 및 접합후의 경도 측정 시험의 결과를 도 34에 도시한다. 이에 따라, 연속 통전에 의해 접합한 것은, 특히 상하 방향 중앙부(B부)의 경도가 접합후에 대단히 높게 되는 데 반하여, 펄스 통전에 의해 접합한 것은, 서서히 냉각하는 것에 의해 담금질되지 않아, 경도가 거의 상승하지 않는 것을 알 수 있다.
또한, 접합면부로부터의 거리에 따른 경도 측정 시험의 결과를 도 35에 도시한다. 이 결과, 펄스 통전에 의해 접합한 것으로서는, 밸브 시트로부터 열을 받음으로써 시험편(61)의 경도가 낮게 되어 있는 것을 알 수 있다.
또한, 인발 하중 측정 결과를 도 36에 도시한다. 이상의 것으로부터, 펄스 통전에 의해, 밸브 시트 내부를 서서히 냉각시켜 경도가 상승하는 것을 억제하면서, 시험편(61)으로의 방열에 의해 밸브 시트 및 시험편(61)의 온도차를 저감하여 수축량의 차를 작게 할 수 있고, 접합 강도도 향상시킬 수 있다.
이어서, 펄스 통전에 있어서 밸브 시트가 시험편(61)에 어떻게 매설되어 가는가를 조사하기 위해, 가압 개시로부터의 시간에 따라 그 매립량 y(도 37 참조)를 측정하였다. 이 때, 펄스 통전의 대전류값은 68kA로 하고, 소전류값은 0으로 하였다. 또한, 대전류값 펄스의 통전 시간(H), 소전류값 펄스의 통전 시간(C) 및 대전류값 펄스수(N)는 가변으로 하고, 기본 조건으로서는, 각각 0.5초, 0.1초 및 6 펄스로 하였다. 그리고, 이 기본 조건에 대하여 어느 한 조건만을 바꿔 시험을 실행했다(변경 조건에 대해서는 도 38 참조).
상기 매립량 측정 시험의 결과를 도 38에 도시한다. 이에 따라, 최초의 대전류값 펄스의 통전에 따라 거의 매립이 완료하고, 이후의 통전에서는, 매립은 진행하고 있지 않은 것을 알 수 있다. 또한, 이 시험의 설정 조건의 범위에서는, 매립량은 거의 변화하지 않는다. 단, 대전류값 펄스의 통전 시간이 1초로 긴 경우는, 다른 경우보다도 최초의 대전류값 펄스의 통전시로부터 매립량이 확실히 크고, 펄스수가 9 펄스로 많은 경우는, 통전 도중으로부터 시험편(61)이 연화하여 매립이 진행하는 것을 알 수 있다. 따라서, 최초의 대전류값 펄스의 통전에서는 밸브 시트의 매립을 실행할 수 있는 조건으로, 또한 2회째 이후의 대전류값 펄스의 통전에서는 밸브 시트 내부의 서냉 및 실린더 헤드 본체로의 방열을 실행하는 조건으로 각각 설정하면 된다.
다음에, 밸브 시트를 소결 단조재로 하여, 이것을 29420N(3000kgf)의 가압력으로 펄스 통전에 의해 시험편(61)에 접합하였다. 이 때, 펄스 통전의 대전류값은 60kA로 하고, 소전류값은 0으로 하였다. 또한, 대전류값 펄스의 통전 시간, 소전류값 펄스의 통전 시간 및 대전류값 펄스수를, 각각 0.5초, 0.1초 및 4 펄스로 하였다. 또한, 비교를 위해, Cu계 재료로 용침한 소결재로 이루어지는 밸브 시트를 마찬가지로 시험편(61)에 접합하였다. 단, 펄스 통전의 대전류값은 53kA로 하였다. 그리고, 밸브 시트가 소결 단조재인 것과 용침 소결재인 것에 관해, 시험편(61)에 있어서 밸브 시트의 제 1 접합면부와 제 2 접합면부의 각진 부분으로부터 해당 시험편(61)의 외주측을 향해 밸브 시트가 접합된 측과 반대측에 약 0.79rad(45°) 기운 방향에 따른 소정 거리마다 경도를 측정하였다.
이 결과를 도 39에 도시한다. 이에 따라, 용침한 소결재쪽의 시험편(61) 내부의 경도가 낮은 것을 알 수 있다. 이것은, Cu계 재료의 용침에 의해 밸브 시트 내부의 발열이 억제되어 접합면부에 있어서 발열이 효율적으로 실행되어, 시험편(61)이 연화했기 때문이다. 그러나, 밸브 시트가 소결 단조재이더라도 접합은 양호하게 실행되어 있다. 이것은, 시트 및 시험편(61)의 접합면부의 현미경 사진(도 40에서는 배율 약 50배, 도 41에서는 배율 약 400배)로부터도 알 수 있다. 이것은, 단조에 의해 밸브 시트 내부의 공공이 없어져, 용침한 것과 마찬가지의 효과를 갖기 때문이다.
이어서, 밸브 시트(동(銅)용침한 것)에 철측 용융 반응층 및 납재층을 형성할 때에 용융 도금으로 실행하는 경우와 초음파 도금으로 실행하는 경우에서 인발 하중에 어떠한 차가 발생하는지를 조사하였다. 이 때, 용융 도금 및 초음파 도금을 실시한 각 밸브 시트를, 각각 29420N(3000kgf)의 가압력으로 펄스 통전에 의해 시험편(61)에 접합하였다. 이 펄스 통전의 대전류값은 70kA로 하고, 소전류값은 0으로 하였다. 또한, 대전류값 펄스의 통전 시간, 소전류값 펄스의 통전 시간 및 대전류값 펄스수를, 각각 0.5초, 0.1초 및 3 펄스로 했다.
이 인발 하중 측정 결과를 도 42에 도시한다. 또한, 참고를 위해 고상 확산 접합한 경우의 인발 하중도 아울러 도시한다. 이 결과, 초음파 도금의 경우쪽이 용융 도금의 경우보다도 접합 강도가 향상된 것을 알 수 있다. 단, 용융 도금의 경우에서도 고상 확산 접합의 경우보다도 접합 강도는 향상되어 있다.
여기서, 용융 도금을 실시한 직후에 있어서의 밸브 시트의 철측 용융 반응층 및 납재층의 현미경 사진을 도 43에, 또한 초음파 도금을 실시한 직후에 있어서의 밸브 시트의 철측 용융 반응층 및 납재층의 현미경 사진을 도 44에 각각 도시한다(배율은 모두 1000배). 이들 사진에 있어서 상측이 밸브 시트이고, 그 하측에 철측 용융 반응층 및 납재층이 순서대로 형성되어 있지만, 용융 도금의 경우에서는 그들 두층이 대략 동일 두께인 것에 반하여, 초음파 도금의 경우에서는 철측 용융 반응층은 지극히 얇다(1μm 이하).
그리고, 표 3에, 용융 도금을 실시한 직후에 있어서의 밸브 시트의 철측 용융 반응층 및 납재층의 화학 성분과, 초음파 도금을 실시한 직후에 있어서의 밸브 시트의 납재층의 화학 성분을 측정한 결과를 도시한다(수치는 중량%). 또한, 초음파 도금의 경우는 상술한 바와 같이 철측 용융 반응층이 지극히 얇기 때문에, 화학 성분의 측정은 불가능하였다. 단, 선분석의 결과로서는, 철측 용융 반응층이 존재하는 것을 확인할 수 있다.
이에 따라, 용융 도금의 경우에는, 초음파 도금의 경우보다도 철측 용융 반응층이 상당히 두껍게 됨과 동시에, 철측 용융 반응층에 있어서의 Zn 성분의 비율이 적어져(Fe 성분 및 Al 성분의 비율은 많아짐), 납재의 조성이 공정 조성으로부터 크게 벗어나는 것을 알 수 있다. 따라서, 용융 도금의 경우, 납재층은 공정 조성을 유지하고 있지만, 철측 용융 반응층에 비공정 조성의 납재가 많이 존재하기 때문에, 납재를 용융시키기 위한 입열량이 많아져 시험편(61)이 연화되고, 이에 따라 산화 피막의 파괴 효과나 납재의 배출 효과가 불충분해지며, 상기 측정 결과와 같이 접합 강도가 초음파 도금의 경우보다도 작아졌다고 사료된다. 이에 따라, 납재로서 처음부터 공정 조성으로부터 크게 벗어난 조성의 것을 사용하면, 납재층도 공정 조성으로부터 크게 벗어난 조성으로 되고, 산화 피막의 파괴 효과나 납재의 배출 효과가 대폭 저하한다고 추정할 수 있다. 한편, 초음파 도금의 경우에는, 납재의 조성을 공정 조성 내지 그 근방 조성으로 유지하여, 산화 피막의 파괴 효과나 납재의 배출 효과를 확실히 얻을 수 있어, 양쪽 금속 부재의 접합 강도를 보다 한층 향상시킬 수 있다.
또한, 상기 용융 도금의 경우와 초음파 도금의 경우에서 접합후에 있어서의 밸브 시트 및 시험편(61)의 접합면부의 전자 현미경 사진(배율은 모두 10000배)을 도 45 및 도 46에 각각 도시한다. 이들 사진에 있어서 상측이 밸브 시트(희게 보이는 부분은 용침된 동(銅)임)이고, 하측의 검은 부분이 시험편(61)이다. 그리고, 그 사이의 회색으로 보이는 부분이 철측 용융 반응층 및 알루미늄측 용융 반응층이다. 이에 따라, 초음파 도금의 경우에는, 접합후에 있어서도 철측 용융 반응층 및 알루미늄측 용융 반응층의 총 두께를 용융 도금의 경우보다도 대단히 작게 할 수 있다는 것을 알 수 있다.
이상 설명한 바와 같이, 제 1 발명에서는, 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를 접합하는 접합 방법으로서, 상기 제 1 금속 부재의 접합면부에 미리, 상기 양쪽 금속 부재보다도 융점이 낮고 또한 제 2 금속 부재와의 공정 조성 내지 그 근방 조성으로 이루어지는 납재와 상기 제 1 금속 부재의 확산층을 거쳐 상기 납재층을 형성해 놓고, 상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를, 해당 양쪽 금속 부재간의 상기 납재의 융점 이상의 온도로의 가열 및 가압에 의해, 납재에 있어서의 제 2 금속 부재 성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 납재 및 제 2 금속 부재의 확산층을 형성하고 또한 용융한 납재를 양쪽 금속 부재의 접합면부 사이에서 배출하면서, 상기 양쪽 확산층을 거친 액상 확산 접합을 실행하도록 하였다. 또한, 제 14 발명에서는, 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재가 접합되어 이루어지는 접합 금속 부재로서, 상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를, 해당 제 1 금속 부재의 접합면부에 형성된 상기 양쪽 금속 부재보다도 융점이 낮고 또한 제 2 금속 부재와의 공정 조성 내지 그 근방 조성으로 이루어지는 납재와 제 1 금속 부재의 확산층과, 해당 제 2 금속 부재의 접합면부에, 상기 납재에 있어서의 제 2 금속 부재 성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 용융 확산하여 형성된 납재와 제 2 금속 부재의 확산층을 거친 상태로 액상 확산 접합하도록 하였다. 따라서, 이들 발명에 따르면, 인라인의 작업으로, 접합 강도가 안정적으로 높고 또한 사용한 납재 이상의 내열성을 갖는 접합 금속 부재를 얻을 수 있다.
제 2 발명에 따르면, 제 1 및 제 2 금속 부재간의 통전에 따른 발열에 의해, 납재의 융점 이상의 온도로의 가열을 실행하도록 함으로써, 간단한 구체적인 가열 방법이 용이하게 얻어진다.
제 3 또는 제 15 발명에 따르면, 제 1 금속 부재를 Fe계 재료로 하고, 제 2 금속 부재를 Al계 재료로 하며, 납재를 Zn계 재료로 함으로써, 제 1 발명에 있어서의 접합 방법 또는 제 14 발명의 접합 금속 부재로서, 재료의 조합의 최적화를 도모할 수 있다.
제 4 또는 제 16 발명에 따르면, 납재를 Zn이 92∼98중량%인 Zn-Al계 합금으로 함으로써, Fe계 금속 부재와 Al계 금속 부재를 접합하는 경우에, 융점이 낮고 취급이 간단한 납재의 구체적 재료를 용이하게 얻을 수 있다.
제 5 또는 제 17 발명에 따르면, 납재를 Zn이 95중량%인 Zn-Al 공정 합금으로 함으로써, Fe계 금속 부재와 Al계 금속 부재의 접합시에 최적의 납재를 얻을 수 있다.
제 6 발명에 따르면, 제 1 금속 부재를 소결재로 함으로써, 소정의 형상을 갖는 제 1 금속 부재의 제조를 용이하게 실행할 수 있다.
제 7 또는 제 19 발명에 따르면, 제 1 금속 부재를 소결 단조재로 함으로써, 접합 금속 부재의 접합 강도를 한층 더 향상시킬 수 있다.
제 8 또는 제 18 발명에 따르면, 제 1 금속 부재의 내부에 고전기 전도율 재료를 용침하도록 함으로써, 접합 금속 부재의 접합 강도를 효과적으로 향상시킬 수 있다.
제 9 또는 제 20 발명에 따르면, 고전기 전도율 재료를 Cu계 재료로 함으로써, 염가인 고전기 전도율 재료의 구체적 재료를 용이하게 얻을 수 있다.
제 10 발명에서는, 제 1 금속 부재에, 납재와 제 1 금속 부재의 확산층에 있어서의 두께가 1μm 이하가 되도록, 납재층 및 해당 확산층을 형성하도록 하였다. 또한, 제 21 발명에서는, 납재와 제 1 금속 부재의 확산층에 있어서의 두께를 1μm 이하로 설정하였다. 따라서, 이들의 발명에 따르면, 제 2 금속 부재 표면부에 있어서의 산화 피막의 파괴 효과나 납재의 배출 효과가 확실히 얻어져, 양쪽 금속 부재의 접합 강도를 한층 더 향상시킬 수 있다.
제 11 발명에 따르면, 납재 욕조중의 제 1 금속 부재의 표면부에 초음파 진동을 부여함으로써 납재를 코팅하는 것으로, 제 1 금속 부재에 납재층 및 확산층을 형성하도록 함으로써, 간단한 방법으로 납재와 제 1 금속 부재의 확산층을 확실히 형성할 수 있고, 보다 높은 접합 강도의 접합 금속 부재를 얻을 수 있다.
제 12 발명에 따르면, 제 1 금속 부재 및 제 2 금속 부재의 액상 확산 접합을, 제 2 금속 부재의 접합면부를 소성 유동시켜 실행하도록 함으로써, 간단한 방법으로 납재와 제 2 금속 부재의 확산층을 확실히 형성할 수 있어, 접합 금속 부재의 접합 강도를 더 한층 향상시킬 수 있다.
제 13 발명에서는, Fe계 재료로 이루어지는 제 1 금속 부재와 Al계 재료로 이루어지는 제 2 금속 부재를 접합하는 접합 방법으로서, 상기 제 1 금속 부재의 접합면부에 미리, Zn이 95중량%인 Zn-Al 공정 합금으로 이루어지는 납재와 상기 제 1 금속 부재의 확산층을 거쳐 상기 납재층을 형성해 놓고, 상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를, 해당 양쪽 금속 부재간의 통전에 따른 발열 및 가압에 의해, 상기 납재에 있어서의 Al 성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 납재 및 제 2 금속 부재의 확산층을 형성하고 또한 용융한 납재를 양쪽 금속 부재의 접합면부 사이에서 배출하면서, 상기 양쪽 확산층을 거친 액상 확산 접합을 실행하도록 하였다. 또한, 제 24 발명에서는, Fe계 재료로 이루어지는 제 1 금속 부재와 Al계 재료로 이루어지는 제 2 금속 부재가 접합되어 이루어지는 접합 금속 부재로서, 상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를, 해당 제 1 금속 부재의 접합면부에 형성된, Zn이 95중량%인 Zn-Al 공정 합금으로 이루어지는 납재와 제 1 금속 부재의 확산층과, 해당 제 2 금속 부재의 접합면부에, 상기 납재에 있어서의 Al 성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 용융 확산하여 형성된 납재와 제 2 금속 부재의 확산층을 거친 상태로 액상 확산 접합하도록 하였다. 따라서, 이들 발명에 따르면, Fe계 금속 부재와 Al계 금속 부재를 가장 용이하고 또한 확실한 방법으로 접합할 수 있어, 그 접합 강도를 안정하게 향상시키고 또한 납재 이상으로 내열성을 향상시킬 수 있다.
제 22 발명에 따르면, 제 1 금속 부재를 엔진의 밸브 시트로 하고, 제 2 금속 부재를 실린더 헤드 본체로 하며, 접합 금속 부재를, 그 밸브 시트가 실린더 헤드 본체의 포트 개구 주연부에 접합되어 이루어지는 실린더 헤드로 함으로써, 엔진의 성능 및 신뢰성을 향상시킬 수 있어, 제 14∼21 발명의 유효한 이용화를 도모할 수 있다.
제 23 발명에 따르면, 납재와 제 1 금속 부재의 확산층 및 납재와 제 2 금속 부재의 확산층간의 적어도 일부에, 해당 양쪽 확산층끼리의 합금부를 형성함으로써, 접합 강도를 한층 더 향상시킬 수 있다.
이상 본 발명자에 의해서 이루어진 발명을 상기 실시형태에 따라 구체적으로 설명하였지만, 본 발명은 상기 실시형태에 한정되는 것이 아니고, 그 요지를 이탈하지 않는 범위에서 여러 가지로 변경 가능한 것은 물론이다.

Claims (38)

  1. 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를 접합하는 접합 방법에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재의 접합면부에 미리, 상기 양쪽 금속 부재보다도 융점이 낮고, 또한 제 2 금속 부재와의 공정 조성 또는 그 근방의 조성으로 이루어지는 납재와 상기 제 1 금속 부재의 확산층을 거쳐 상기 납재층을 형성해 놓고,
    상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를, 상기 양쪽 금속 부재간의 상기 납재의 융점 이상 온도로의 가열 및 가압에 의해, 납재에 있어서의 제 2 금속 부재 성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 납재 및 제 2 금속 부재의 확산층을 형성하며, 또한 용융한 납재를 양쪽 금속 부재의 접합면부 사이로부터 배출하면서, 상기 양쪽 확산층을 거친 액상 확산 접합을 실행하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  2. 제 1 항에 있어서,
    상기 제 1 및 제 2 금속 부재간의 통전(通電)에 따른 발열에 의해, 납재의 융점 이상의 온도로의 가열을 실행하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  3. 제 2 항에 있어서,
    상기 제 1 및 제 2 금속 부재간의 최소 전류값의 반복으로부터 이루어지는 펄스 전류의 통전에 따른 발열에 의해, 납재의 융점 이상의 온도로의 가열을 실행하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  4. 제 3 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재를 상기 제 1 금속 부재와 열팽창율이 상이한 제 2 금속 부재에 액상 확산 접합하는 접합 방법으로서,
    상기 제 1 금속 부재를 상기 제 2 금속 부재의 접합면에 연결한 상태로 가압하면서, 상기 양쪽 부재를 소정의 초기 전류값으로 소정 시간 통전 가열하고, 그 후에 상기 초기 통전값보다도 작은 서냉 전류값으로 상기 양쪽 부재를 통전 가열하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  5. 제 4 항에 있어서,
    상기 초기 전류값으로 통전 가열하는 소정 시간을, 통전 가열을 개시하고 나서부터 제 1 금속 부재가 소정의 접합 위치로 변위하기까지의 사이동안으로 한 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  6. 제 4 항에 있어서,
    상기 초기 전류값으로 통전 가열하는 소정 시간을, 통전 가열을 개시하고 나서부터 소정의 일정 시간동안으로 한 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  7. 제 4 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재를 가압 및 통전 가열시킴으로써, 상기 제 1 금속 부재를 제 2 금속 부재의 접합면부에 매설하고, 초기 전류값으로 통전 가열하는 소정 시간을, 통전 가열을 개시하고 나서부터 상기 제 1 금속 부재가 상기 제 2 금속 부재에 대해 소정의 접합 위치에 매설되기까지의 사이동안으로 한 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  8. 제 7 항에 있어서,
    상기 초기 전류값은, 제 1 금속 부재의 제 2 금속 부재로의 매설을 진행시키는 전류값으로 설정되어 있는 한편, 서냉 전류값은, 상기 제 1 금속 부재의 상기 제 1 금속 부재로의 매설을 제어하는 전류값으로 설정되어 있는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  9. 제 4 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재는 링형상 부재이고, 제 2 금속 부재는 상기 링형상 부재의 외주부를 포위하는 접합면이 형성되어 이루어지는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  10. 제 1 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재는 Fe계 재료로 이루어지고,
    상기 제 2 금속 부재는 Al계 재료로 이루어지며,
    상기 납재는 Zn계 재료로 이루어지는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  11. 제 10 항에 있어서,
    상기 납재는, Zn이 92 ∼ 98중량%의 Zn-Al계 합금으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  12. 제 11 항에 있어서,
    상기 납재는, Zn이 95중량%의 Zn-Al 공정 합금으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  13. 제 1 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재는, 소결재(燒結材)인 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  14. 제 13 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재는, 소결 단조재(鍛造材)인 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  15. 제 13 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재의 내부에, 납재층 및 확산층을 형성하기 전에 미리 고전기 전도율 재료를 용침(溶浸)하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  16. 제 15 항에 있어서,
    상기 고전기 전도율 재료는, Cu계 재료인 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  17. 제 1 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재에, 납재와 제 1 금속 부재의 확산층에 있어서의 두께가 lμm 이하가 되도록, 납재층 및 상기 확산층을 형성하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  18. 제 17 항에 있어서,
    상기 납재 욕조중의 제 1 금속 부재의 표면부에 초음파 진동을 부여하여 납재를 코팅함으로써, 제 1 금속 부재에 납재층 및 상기 납재와 제 1 금속 부재의 확산층을 형성하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  19. 제 1 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재 및 제 2 금속 부재의 액상 확산 접합은, 제 2 금속 부재의 접합면부를 소성 유동시켜 실행하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  20. Fe계 재료로 이루어지는 제 1 금속 부재와 Al계 재료로 이루어지는 제 2 금속 부재를 접합하는 접합 방법에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재의 접합면부에 미리, Zn이 95중량%인 Zn-Al 공정 합금으로 이루어지는 납재와 상기 제 1 금속 부재의 확산층을 거쳐 상기 납재층을 형성해 놓고,
    상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를, 상기 양쪽 금속 부재간의 통전에 따른 발열 및 가압에 의해, 상기 납재에 있어서의 Al 성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 납재 및 제 2 금속 부재의 확산층을 형성하며, 또한 용융한 납재를 양쪽 금속 부재의 접합면부 사이에서 배출하면서, 상기 양쪽 확산층을 거친 액상 확산 접합을 실행하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 방법.
  21. 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를 접합하는 접합 장치에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재의 접합면부에 미리, 상기 양쪽 금속 부재보다도 융점이 낮고, 또한 제 2 금속 부재와의 공정 조성 또는 그 근방의 조성으로 이루어지는 납재와 상기 제 1 금속 부재의 확산층을 거쳐 상기 납재층을 형성해 놓고,
    상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재를, 상기 양쪽 금속 부재간의 상기 납재의 융점 이상 온도로의 가열 및 가압에 의해, 납재에 있어서의 제 2 금속 부재 성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 납재 및 제 2 금속 부재의 확산층을 형성하며,
    또한 용융한 납재를 양쪽 금속 부재의 접합면부 사이로부터 배출하면서,
    상기 양쪽 확산층을 거친 액상 확산 접합을 실행하고,
    상기 제 1 및 제 2 금속 부재간의 통전(通電)에 따른 발열에 의해, 납재의 융점 이상의 온도로의 가열을 실행하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 장치.
  22. 제 21 항에 있어서,
    상기 제 1 및 제 2 금속 부재간의 최소 전류값의 반복으로부터 이루어지는 펄스 전류의 통전에 따른 발열에 의해, 납재의 융점 이상의 온도로의 가열을 실행하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 장치.
  23. 제 21 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재를 상기 제 1 금속 부재와 열팽창율이 상이한 제 2 금속 부재에 액상 확산 접합하는 접합 장치로서,
    상기 제 1 금속 부재를 상기 제 2 금속 부재의 접합면에 연결한 상태로 가압하면서, 상기 양쪽 부재를 소정의 초기 전류값으로 소정 시간 통전 가열하고, 그 후에 상기 초기 통전값보다도 작은 서냉 전류값으로 상기 양쪽 부재를 통전 가열하는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 장치.
  24. 제 23 항에 있어서,
    상기 초기 전류값으로 통전 가열하는 소정 시간을, 통전 가열을 개시하고 나서부터 제 1 금속 부재가 소정의 접합 위치로 변위하기까지의 사이동안으로 한 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 장치.
  25. 제 23 항에 있어서,
    상기 초기 전류값으로 통전 가열하는 소정 시간을, 통전 가열을 개시하고 나서부터 소정의 일정 시간동안으로 한 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 장치.
  26. 제 23 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재를 가압 및 통전 가열시킴으로써, 상기 제 1 금속 부재를 제 2 금속 부재의 접합면부에 매설하고, 초기 전류값으로 통전 가열하는 소정 시간을, 통전 가열을 개시하고 나서부터 상기 제 1 금속 부재가 상기 제 2 금속 부재에 대해 소정의 접합 위치에 매설되기까지의 사이동안으로 한 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 장치.
  27. 제 26 항에 있어서,
    상기 초기 전류값은, 제 1 금속 부재의 제 2 금속 부재로의 매설을 진행시키는 전류값으로 설정되어 있는 한편, 서냉 전류값은, 상기 제 1 금속 부재의 상기 제 1 금속 부재로의 매설을 제어하는 전류값으로 설정되어 있는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재의 접합 장치.
  28. 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재가 접합되어 이루어지는 접합 금속 부재에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재는, 상기 제 1 금속 부재의 접합면부에 형성된, 상기 양쪽 금속 부재보다도 융점이 낮고 또한 제 2 금속 부재와의 공정 조성 내지 그 근방 조성으로 이루어지는 납재와 제 1 금속 부재의 확산층과, 상기 제 2 금속 부재의 접합면부에, 상기 납재에 있어서의 제 2 금속 부재 성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 용융 확산하여 형성된 납재와 제 2 금속 부재의 확산층을 거친 상태로 액상 확산 접합되어 있는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재.
  29. 제 28 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재는 Fe계 재료로 이루어지고,
    상기 제 2 금속 부재는 Al계 재료로 이루어지며,
    상기 납재는 Zn계 재료로 이루어지는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재.
  30. 제 29 항에 있어서,
    상기 납재는, Zn이 92∼98중량%의 Zn-Al계 합금으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재.
  31. 제 30 항에 있어서,
    상기 납재는, Zn이 95중량%의 Zn-Al 공정 합금으로 이루어지는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재.
  32. 제 28 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재는, 내부에 고전기 전도율 재료가 용침된 소결재인 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재.
  33. 제 32 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재는, 소결 단조재인 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재.
  34. 제 32 항에 있어서,
    상기 고전기 전도율 재료는, Cu계 재료인 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재.
  35. 제 28 항에 있어서,
    상기 납재와 상기 제 1 금속 부재의 확산층에 있어서의 두께가, 1μm 이하로 설정되어 있는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재.
  36. 제 28 항에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재는 엔진의 밸브 시트이고,
    상기 제 2 금속 부재는 실린더 헤드 본체이며,
    상기 밸브 시트가 실린더 헤드 본체의 포트 개구 주연부에 접합되어 이루어지는 실린더 헤드인 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재.
  37. 제 28 항에 있어서,
    상기 납재와 상기 제 1 금속 부재의 확산층 및 상기 납재와 상기 제 2 금속 부재와 확산층간의 적어도 일부에, 상기 양쪽 확산층끼리의 합금부가 형성되어 있는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재.
  38. Fe계 재료로 이루어지는 제 1 금속 부재와 Al계 재료로 이루어지는 제 2 금속 부재가 접합되어 되는 접합 금속 부재에 있어서,
    상기 제 1 금속 부재와 제 2 금속 부재는, 상기 제 1 금속 부재의 접합면부에 형성된, Zn이 95중량%의 Zn-Al 공정 합금으로 이루어지는 납재와 제 1 금속 부재의 확산층과, 상기 제 2 금속 부재의 접합면부에, 상기 납재에 있어서의 Al성분의 비율이 많아짐으로써 납재가 고융점화하도록 용융 확산하여 형성된 납재와 제 2 금속 부재의 확산층을 거친 상태로 액상 확산 접합되어 있는 것을 특징으로 하는 접합 금속 부재.
KR1019980038254A 1997-09-16 1998-09-16 접합 금속 부재 및 그 부재의 접합 방법 KR19990029855A (ko)

Applications Claiming Priority (4)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP97-270663 1997-09-16
JP27066397 1997-09-16
JP25204698A JP3740858B2 (ja) 1997-09-16 1998-08-20 接合金属部材及び該部材の接合方法
JP98-252046 1998-08-20

Publications (1)

Publication Number Publication Date
KR19990029855A true KR19990029855A (ko) 1999-04-26

Family

ID=26540515

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
KR1019980038254A KR19990029855A (ko) 1997-09-16 1998-09-16 접합 금속 부재 및 그 부재의 접합 방법

Country Status (7)

Country Link
US (1) US6222150B1 (ko)
EP (1) EP0914897B1 (ko)
JP (1) JP3740858B2 (ko)
KR (1) KR19990029855A (ko)
CN (1) CN1220570C (ko)
DE (1) DE69807415T2 (ko)
ES (1) ES2183266T3 (ko)

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2016175447A1 (ko) * 2015-04-28 2016-11-03 동양피스톤 주식회사 금속 접합 방법 및 이를 이용한 금속 접합 구조체

Families Citing this family (35)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP3812789B2 (ja) * 1999-03-15 2006-08-23 マツダ株式会社 金属溶接方法及び金属接合構造
JP2001113377A (ja) * 1999-10-19 2001-04-24 Mazda Motor Corp 金属溶接方法及びその溶接製品
JP2001340972A (ja) * 2000-06-02 2001-12-11 Usui Internatl Ind Co Ltd 高炭素鋼材、高張力低合金鋼材のプロジェクション溶接方法
IL152517A0 (en) * 2000-05-02 2003-05-29 Univ Johns Hopkins Method of making reactive multilayer foil and resulting product
US7451906B2 (en) * 2001-11-21 2008-11-18 Dana Canada Corporation Products for use in low temperature fluxless brazing
CN101629629B (zh) * 2002-11-06 2012-08-22 联邦莫沃尔公司 活塞和制造方法
US6825450B2 (en) * 2002-11-06 2004-11-30 Federal-Mogul World Wide, Inc. Piston and method of manufacture
JP4540392B2 (ja) * 2003-06-02 2010-09-08 新日本製鐵株式会社 金属機械部品の液相拡散接合方法
US7005620B2 (en) * 2003-11-04 2006-02-28 Federal-Mogul World Wide, Inc. Piston and method of manufacture
CN100456635C (zh) * 2004-12-24 2009-01-28 富士通媒体部品株式会社 电子器件及其制造方法
JP4868210B2 (ja) * 2005-12-06 2012-02-01 日産自動車株式会社 異種材料の接合方法
US8492675B2 (en) * 2008-04-21 2013-07-23 Honda Motor Co., Ltd. Laser welding Al and Fe members with Zn filler
US8963042B2 (en) 2009-04-09 2015-02-24 GM Global Technology Operations LLC Welding light metal workpieces by reaction metallurgy
JP2010247200A (ja) * 2009-04-17 2010-11-04 Honda Motor Co Ltd 金属部材の接合方法
CN102883848A (zh) * 2010-02-25 2013-01-16 技术材料公司 使用固相接合于不同材料间产生并排金属接合的方法及藉此方法所制造的产物
US8727203B2 (en) 2010-09-16 2014-05-20 Howmedica Osteonics Corp. Methods for manufacturing porous orthopaedic implants
CA2818195C (en) 2010-11-18 2018-12-18 Zimmer, Inc. Resistance welding a porous metal layer to a metal substrate
US10427235B2 (en) * 2010-11-18 2019-10-01 Zimmer, Inc. Resistance welding a porous metal layer to a metal substrate
CN102248274B (zh) * 2011-06-29 2013-05-08 重庆大学 一种分段式异种材料高温固态扩散/低温瞬间液相复合连接方法
CN102303191B (zh) * 2011-06-29 2013-01-23 重庆大学 一种异种金属两步式双温瞬间液相连接方法
KR101999569B1 (ko) * 2011-12-08 2019-07-15 테네코 인코퍼레이티드 개선된 연소 보울 림 영역을 가진 원피스형 피스톤 및 그 제조 방법
US9233414B2 (en) 2012-01-31 2016-01-12 United Technologies Corporation Aluminum airfoil
CN103233882A (zh) * 2013-04-16 2013-08-07 南京恒达压缩机有限公司 气缸盖头及加工方法
JP6116470B2 (ja) * 2013-12-17 2017-04-19 三菱電機株式会社 クラッドメタルと金属部品の接合方法及びその接合方法を用いた熱動式引き外し装置の製造方法並びに回路遮断器
CN104985411A (zh) * 2015-08-02 2015-10-21 衢州市优德工业设计有限公司 一种叠层齿轮的加工方法
CN107398627B (zh) * 2016-05-20 2020-06-05 法国圣戈班玻璃公司 电阻焊接方法、天线玻璃组合件以及电阻焊接系统
JP6873777B2 (ja) * 2017-03-28 2021-05-19 本田技研工業株式会社 金属部材の接合方法
CN108422057B (zh) * 2018-03-14 2020-06-02 兰州理工大学 一种超声辅助直流电阻钎焊铝合金方法
JP7066551B2 (ja) * 2018-06-29 2022-05-13 本田技研工業株式会社 接合装置及び接合方法
JP7035955B2 (ja) 2018-10-19 2022-03-15 トヨタ自動車株式会社 サーモスタット及び冷却水の通路構造
JP7335610B2 (ja) * 2020-01-29 2023-08-30 株式会社アルテクス めっき金属接合方法
CN112247334B (zh) * 2020-10-12 2022-06-03 中国航发沈阳黎明航空发动机有限责任公司 一种有复杂曲面焊接界面的空心零件的固相扩散焊工艺
CN112894044A (zh) * 2021-01-28 2021-06-04 哈尔滨工程大学 一种铝合金和镁合金的钎焊连接方法
CN113953759B (zh) * 2021-10-20 2024-07-16 河南机电职业学院 一种感应钎焊/电弧堆焊复合修复烧损阳极钢爪的方法
CN114043027B (zh) * 2021-11-12 2024-01-12 哈尔滨工业大学 一种熔浸法烧结焊接方法

Family Cites Families (22)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
GB548350A (en) * 1941-03-05 1942-10-07 Alexander Rakos Improvements in or relating to electric welding
GB705748A (en) * 1951-03-16 1954-03-17 Gen Electric Co Ltd Improvements in or relating to pressure welding
US3708866A (en) * 1968-11-25 1973-01-09 Northrop Corp Thin film diffusion brazing of nickel and nickel base alloys
US3644698A (en) * 1969-09-08 1972-02-22 Int Harvester Co Metallurgical bonding and forming processes and apparatus
US3667110A (en) * 1969-11-03 1972-06-06 Contacts Inc Bonding metals without brazing alloys
US3675311A (en) * 1970-07-02 1972-07-11 Northrop Corp Thin-film diffusion brazing of nickel and nickel base alloys
US3851138A (en) * 1972-02-16 1974-11-26 Int Harvester Co Diffusion bonding of butt joints
US3985283A (en) * 1974-08-01 1976-10-12 United Aircraft Products, Inc. Method of joining braze alloy to a parent metal part
GB1532628A (en) * 1974-11-15 1978-11-15 Ass Eng Ltd Metal bonding method
US4034906A (en) 1975-02-13 1977-07-12 United Technologies Corporation Diffusion bonding utilizing eutectic fugitive liquid phase
JPS54133450A (en) * 1978-04-10 1979-10-17 Hitachi Ltd Diffusion bonding method for different kind metal
JPS5948714B2 (ja) 1979-10-29 1984-11-28 株式会社日立製作所 共晶反応を利用して金属母材を圧接する方法
US4918281A (en) * 1980-07-02 1990-04-17 Rohr Industries, Inc. Method of manufacturing lightweight thermo-barrier material
JPS5813481A (ja) 1981-07-14 1983-01-25 Diesel Kiki Co Ltd 焼結合金よりなる２部材の位置決め接合方法
JPS60177992A (ja) 1984-02-24 1985-09-11 Mazda Motor Corp ポ−ラス部材の接合方法および製品
JPS62199260A (ja) 1986-02-26 1987-09-02 Hitachi Ltd 金属のろう付方法
US4829152A (en) * 1987-11-16 1989-05-09 Rostoker, Inc. Method of resistance welding a porous body to a substrate
EP0389625A1 (en) 1988-02-29 1990-10-03 Kabushiki Kaisha Komatsu Seisakusho Process for resistance diffusion junction
JP3393227B2 (ja) 1992-08-07 2003-04-07 ヤマハ発動機株式会社 バルブシート
JPH08100701A (ja) 1994-09-30 1996-04-16 Toyota Motor Corp バルブシートの接合方法及びその方法に適したシリンダヘッド
JP3335036B2 (ja) 1995-03-31 2002-10-15 ヤマハ発動機株式会社 接合型バルブシート
JP3416829B2 (ja) 1995-01-23 2003-06-16 ヤマハ発動機株式会社 シリンダヘッドおよびその製造方法

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
WO2016175447A1 (ko) * 2015-04-28 2016-11-03 동양피스톤 주식회사 금속 접합 방법 및 이를 이용한 금속 접합 구조체

Also Published As

Publication number Publication date
DE69807415D1 (de) 2002-10-02
EP0914897A1 (en) 1999-05-12
CN1211483A (zh) 1999-03-24
ES2183266T3 (es) 2003-03-16
JP3740858B2 (ja) 2006-02-01
CN1220570C (zh) 2005-09-28
EP0914897B1 (en) 2002-08-28
JPH11170034A (ja) 1999-06-29
US6222150B1 (en) 2001-04-24
DE69807415T2 (de) 2003-04-24

Similar Documents

Publication Publication Date Title
KR19990029855A (ko) 접합 금속 부재 및 그 부재의 접합 방법
JP3752830B2 (ja) 接合金属部材及び該部材の接合方法
JP3380081B2 (ja) バルブシート
KR100994140B1 (ko) 디젤 엔진의 연료 밸브용 노즐 및 노즐 제조방법
JPH0979014A (ja) エンジン用シリンダヘッドの製造方法
KR20000062669A (ko) 금속 용접 방법 및 금속 접합 구조
EP0751284B1 (en) Cylinder head unit and method for producing a valve seat
JP3752866B2 (ja) 接合金属部材の接合方法
US5848579A (en) Cylinder head for engine
US5970614A (en) Method for forming valve seats
JP3752834B2 (ja) 金属部材の接合方法
US5761806A (en) Method of bonding valve seat
JP3752833B2 (ja) 金属部材の接合方法
JP4013297B2 (ja) 金属部材の接合方法
JP3752831B2 (ja) 金属部材の接合方法
JPH1190620A (ja) 金属部材の接合方法及び接合装置
JPH11256227A (ja) 通電加熱処理方法及びその装置並びに通電加熱処理用電極
JPH08296418A (ja) バルブシートおよびバルブシートの剥離試験方法
JP4178568B2 (ja) 金属部材の接合方法
JP3752832B2 (ja) 金属部材の接合方法及び接合装置
JPH1190619A (ja) 金属部材の接合方法及び接合装置
JPH1190621A (ja) 金属部材の接合方法及び接合装置
EP0740055B1 (en) Method of bonding a valve seat
JPH1190652A (ja) 金属部材の接合方法及び接合装置
JPH0979012A (ja) エンジン用シリンダヘッドの製造方法

Legal Events

Date Code Title Description
WITN Application deemed withdrawn, e.g. because no request for examination was filed or no examination fee was paid