KR20060033722A

KR20060033722A - 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법 및 금속 기계 부품

Info

Publication number: KR20060033722A
Application number: KR1020057022990A
Authority: KR
Inventors: 야스시 하세가와; 류우이찌 혼마; 유따까 다까기
Original assignee: 신닛뽄세이테쯔 카부시키카이샤; 후꾸주 고교 가부시끼 가이샤
Priority date: 2003-06-02
Filing date: 2004-06-02
Publication date: 2006-04-19
Also published as: KR100733524B1; EP1637270B1; US7804039B2; JP4540392B2; CN1798630B; US20100143747A1; CN1798630A; EP1637270A4; JP2005324245A; EP1637270A1; US20060163321A1; WO2004105994A1

Abstract

접합 시간의 단축화, 접합 조직의 균일화 및 인장 강도, 피로 강도 등의 이음 품질ㆍ신뢰성의 향상을 달성하고, 이음부의 품질과 생산성이 우수한 금속 부품의 액상 확산 접합 방법이다.

금속 재료의 선단 개방면에 액상 확산 접합용의 비정질 합금박을 개재시키고, 1차 결합으로서 저항 용접에 의해 상기 비정질 합금박과 상기 금속 재료를 용융 압접하여 이음부를 형성하고, 다음에 2차 결합으로서 상기 이음부를 상기 비정질 합금박의 융점 이상으로 재가열한 후, 유지하여 상기 이음부의 응고 과정을 완료시키는 액상 확산 접합을 행한다.

금속 재료, 선단 개방부, 외면측 방향, 가압력, 최대 잔존 높이

Description

금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법 및 금속 기계 부품{LIQUID PHASE DIFFUSION WELDING METHOD FOR METALLIC MACHINE PART AND METALLIC MACHINE PART}

본 발명은 금속 기계 부품의 제조 방법 및 금속 기계 부품에 관한 것으로, 상세하게는 자동차용 부품 등에 이용되는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법 및 금속 기계 부품에 관한 것이다.

종래, 금속 재료끼리의 접합 방법으로서 용접 방법이 주로 이용되어 왔지만, 최근 이에 대신하는 새로운 공업적 접합 기술로서, 액상 확산 접합법의 적용이 보급되어 있다.

액상 확산 접합법이라 함은, 피접합 재료의 접합면, 즉 선단 개방면 사이에 피접합 재료에 비교하여 저융점의 비정질 합금박, 구체적으로는 결정 구조의 50 ％ 이상이 비정질이며, 또한 확산 율속의 등온 응고 과정을 지나서 접합 이음을 형성하는 능력을 갖는 원소, 예를 들어 B 혹은 P을 함유하고, Ni 내지 Fe의 기재로 이루어지는 다원합금박을 개재시킨 후, 이음을 이 비정질 합금박의 융점 이상의 온도에 가열ㆍ유지하여 등온 응고 과정에서 이음을 형성하는 기술이다.

이 액상 확산 접합법은, 통상의 용접법에 비교하여 저입열로 접합이 가능하기 때문에 열 팽창 및 수축에 수반하는 용접부의 잔류 응력이 거의 생기지 않는 것 , 용접법과 같은 용접부의 여유가 발생하지 않으므로 접합 표면이 평활하고, 게다가 정밀한 접합 이음을 형성할 수 있다는 특징을 갖고 있다.

특히, 액상 확산 접합은 면 접합이기 때문에, 접합면의 면적에 의존하지 않고 접합 시간이 일정하고, 게다가 비교적 단시간에서 접합을 완료할 수 있다는 점에서 종래의 용접법과는 완전히 다른 개념의 접합 기술이다. 따라서, 피접합재의 선단 개방면 사이에 삽입한 비정질 합금박의 융점 이상의 온도에 이음을 소정 시간 유지할 수 있으면, 그 선단 개방 형상을 선택하지 않고 면끼리의 접합을 실현할 수 있다는 이점을 갖고 있다.

본 출원인은, 이 액상 확산 접합법을 이용하여 내부에 관로를 구비한 금속제 기계 부품을 제조하는 방법에 대해 이미 일본 특허 공개 제2003-181651호 공보 및 일본 특허 공개 제2001-321963호 공보로 제안하였다.

그러나, 이러한 특허 문헌에 개시된 액상 확산 접합은 접합 시간이 비교적 단시간이지만, 확산 율속으로 등온 응고가 진행되는 이상, 비정질 합금박 중의 확산 원자가 이음의 융점을 충분히 상승시킬만한 양만큼 피접합재 중으로 확산ㆍ산일되기 위해서는, 두께 10 ㎛의 비정질 합금박을 이용한 경우에 합금박의 융점 이상의 온도에 상당하는 약 900 내지 1300 ℃에서 약 60초 이상의 등온 유지를 해야 할 필요가 있다.

액상 확산 접합에 이용하는 비정질 합금박의 두께를 얇게 함으로써, 어느 정도까지는 접합 시간을 짧게 하는 것은 가능하지만, 피접합재 선단 개방면의 가공 정밀도에 의한 접합 결함 및 이음 강도의 열화로의 영향이 커지기 때문에 합금박의 두께 저하에도 한계가 있다. 실제로는, 접합용 박의 융점 강하를 위해 확산 원자의 농도를 높이거나, 피접합 재료의 화학 성분에 의존함으로써 접합용 합금박은 접합시에 모재 용융을 유인하고, 이 결과 실질적인 접합용 합금박의 두께는 50 ㎛를 넘는 것이 적지 않다.

또한, 액상 확산 접합에 있어서의 가압 응력을 높임으로써도 어느 정도까지는 접합 시간을 짧게 하는 것은 가능하게 되지만, 가압 응력을 높게 함으로써 피접합 재료의 좌굴 변형이 쉽게 생기기 때문에, 가압 응력의 증가에도 한계가 있다.

따라서, 일본 특허 공개 제2003-181651호 공보 및 일본 특허 공개 제2001-321963호 공보에 개시된 액상 확산 접합을 이용하여 금속제 기계 부품의 제조하는 방법에 있어서, 금속제 기계 부품의 생산성의 향상 및 제조 비용의 저감을 위해 액상 확산 접합의 이음 품질을 유지하면서 접합 시간을 종래부터도 단축하는 것이 공업적인 과제로 되어 있었다.

한편, 종래부터 금속제 기계 부품의 접합에 대부분 이용되어 있는 접합 기술로서, 상기 저항 용접법이 알려져 있다.

상기 저항 용접법은 금속에 전류를 흐르게 하여 생기는 저항 가열을 이용하고, 대전류를 부여하여 순간에 피접합재의 선단 개방을 용융시키면서 선단 개방을 가압하고, 접합 이음을 형성하는 방법이다.

예를 들어, 열전대를 온도 측정용에 피측온체에 용착하거나, 자동차의 프레임재에 강판을 접합하는 등, 비교적 접합 면적이 작고, 높은 접합 강도를 요구하지 않은 경우에는 스폿 용접, 프로젝션 용접, 업셋 용접 등의 상기 저항 용접법이 간 이 접합법으로서 다용되고, 반대로 비교적 접합 면적이 큰 선단 개방을 접합하는 경우에는, 대전류로 높은 가압력을 부가할 수 있는 플래시 배트 용접이나 연속 상기 저항 용접이 금속 강관의 시임 용접 등으로 이용되어 있다.

그러나, 이러한 저항 용접을 이용하여 금속제 기계 부품을 제조하는 경우에는 접합 조건의 변동에 의해, 예를 들어 접합부에서의 산화물계 개재물의 잔류에 의한 접합 결함이나 용접 전류 부족에 의한, 소위「냉각 접촉」이라 불리는 용융 불충분에 의한 용접 결함이 발생하는 경우가 있다. 또한, 접합시의 가압에 의해 큰 변형이 생겨 용접부에서 미세한 균열이 발생하거나 선단 개방부가 미접합 상태로 잔존함으로써, 이음 성능, 특히 피로 강도의 저하의 원인으로 되어 있었다. 특히 적어도 한 쪽이 원통형 금속 재료를 피용접 재료로 하는 경우에 이음 피로 강도의 저하가 현저해지는 경향이 있고, 이 대책으로서 종래, 예를 들어 재료 설계의 변경이나 용접부 형상의 개선을 위한 후처리를 필요로 하고, 이음 설계 자유도의 제약 및 비용의 증대 등의 문제가 있었다.

이에 덧붙여서, 저항 용접으로서는 접합부 폭이 매우 좁고, 게다가 선단 개방 변형이 생기는 경우도 있기 때문에, 비파괴 검사에 의한 품질 보증이 하기 어려운 등의 이유로부터, 특히 신뢰성이 요구되는 이음의 접합에 있어서 저항 용접에 있어서의 접합 품질의 향상이 공업적인 기술적 과제이다.

또한, 일본 특허 공개 평11-90619호 공보, 일본 특허 공개 평11-90620호 공보 및 일본 특허 공개 평11-90621호 공보에는, Al계의 실린더 헤드 본체와 Fe계의 밸브 시트의 접합에 있어서 액상 확산 접합과 통전식 저항 용접을 병용하여 금속 부재를 접합하는 방법과 접합 장치가 개시되어 있지만, 모두 1차 접합만의 단순한 납재를 개재시킨 저항 용접에 불과한 것이다.

즉, 상술의 특허 문헌에서 개시된 방법에 있어서의 1차 접합으로 생긴 저항 용접부의 미등온 응고 조직을, 액상 확산 접합 조직으로 하기 위한 등온 응고 확산 처리를 하고 있지 않기 때문에 접합부의 품질을 충분히 향상시키는 것은 곤란하다.

또한, 상술한 기술로서는 납재는 매우 얇아지기까지 가압 배출되지만, 거기까지를 제조 프로세스로서 잡고 있고, 따라서 접합부 조직의 균일화는 고려되어 있지 않다. 또, 이러한 개시 기술은 Fe과, 예를 들어 Al 등의 비철 금속의 이재(異材) 접합에 대한 이음의 형성 기술이고, 철강 재료끼리, 특히 철기 재료끼리의 접합에 관해서는 하등 기재도 없다. 원래부터, 철기 재료끼리는 통상의 용접을 적용할 수 있어 이재 이음의 접합에는 통상의 용접 기술의 적용이 곤란하므로, 철기 재료끼리 접합하는 기술은 상기 특허 문헌에는 기재되어 있지 않다.

본 발명은, 상술한 종래 기술이 안는 문제점에 비추어 보아, 종래의 액상 확산 접합법에 비교하여 접합 시간의 단축화가 가능하고, 종래의 저항 용접법에 비교하여 접합 조직의 균일화 및 인장 강도, 피로 강도 등의 이음 품질ㆍ신뢰성의 향상을 달성하고, 이음부의 품질과 생산성이 우수한 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법 및 그것을 이용하여 조립한 금속 기계 부품을 제공하는 것을 목적으로 한다.

본 발명은, 상기 과제를 해결하기 위해 이루어진 것으로, 그 요지는 다음과 같다.

(1) 금속 재료의 선단 개방면에 액상 확산 접합용의 비정질 합금박을 개재시키고, 1차 접합으로서 저항 용접에 의해 상기 비정질 합금박과 상기 금속 재료를 용융 압접하여 이음부를 형성하고, 이어서 2차 접합으로서 상기 이음부를 상기 비정질 합금박의 융점 이상으로 재가열한 후, 유지하여 상기 이음부의 응고 과정을 완료시키는 액상 확산 접합을 행하는 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

(2) 상기 재가열한 후의 유지 시간이 30초 이상인 것을 특징으로 하는 (1)에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

(3) 상기 비정질 합금박의 조성이 Ni 또는 Fe을 기재로 하고, 확산 원자로서 B, P 및 C 중의 1 종류 또는 2 종류 이상을 각각 0.1 내지 20.0 원자 ％ 함유하고, 또한 V을 0.1 내지 10.0 원자 ％ 함유하는 것을 특징으로 하는 (1) 또는 (2)에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

(4) 상기 저항 용접이 통전 가열 방식의 스폿 용접, 프로젝션 용접, 업셋 용접 및 플래시 배트 용접 중의 어느 1 종류의 용접 방법이며, 또한 상기 저항 용접에 의한 상기 비정질 합금박과 상기 금속 재료와의 용융 압접의 시간이 10초 이하인 것을 특징으로 하는 (1) 내지 (3) 중 어느 한 항에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

(5) 상기 저항 용접에 있어서의 전류량이 100 내지 100,000 A/㎟인 것을 특징으로 하는 (1) 내지 (4) 중 어느 한 항에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

(6) 상기 저항 용접에 의한 상기 비정질 합금박과 상기 금속 재료와의 용융 압접에 있어서의 가압력이 10 내지 1000 ㎫인 것을 특징으로 하는 (1) 내지 (5) 중 어느 한 항에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

(7) 상기 저항 용접에 의해 형성한 이음부의 단면 조직에 있어서의 미등온 응고 조직의 가압 방향의 두께가 평균적으로 10 ㎛ 이하인 것을 특징으로 하는 (1) 내지 (6) 중 어느 한 항에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

(8) 상기 저항 용접에 의해 형성한 이음부의 이음 효율이 0.5 내지 2.0인 것을 특징으로 하는 (1) 내지 (7) 중 어느 한 항에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

단, 이음 효율이라 함은, 비정질 합금박과 금속 재료를 용융 압접한 후 이음부 정도의 면적에 대한 금속 재료의 선단 개방면의 면적의 비로 한다.

(9) 상기 이음부의 응고 과정의 완료 후, 0.1 내지 50 ℃/초의 냉각 속도로 냉각하여 이음 조직을 제어하는 것을 특징으로 하는 (1) 내지 (8) 중 어느 한 항에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

(10) 금속 재료와 액상 확산 접합으로 형성된 이음부로 이루어지는 금속 기계 부품이며, 상기 금속 기계 부품의 접합대로의 금속 조직에 있어서의 구 γ 결정의 최대 입경은 500 ㎛ 이하인 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품.

(11) 상기 금속 재료 중 적어도 한 쪽이 원통형 금속 재료이며, 상기 원통형 금속 재료의 단부와 다른 쪽의 금속 재료면을 맞대어 상기 1차 접합을 할 때에, 맞댐 접점에 대한 상기 원통형 금속 재료의 내면측 선단 개방 높이(A) 및 외면측 선단 개방 높이(B) 및 상기 맞댐 접점으로부터 외주까지의 거리(C)가 하기 식 (1)을 만족하도록, 상기 원통형의 금속 재료 단부에 V자 선단 개방을 형성하는 것을 특징으로 하는 (1) 내지 (9) 중 어느 한 항에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

0.2 ≤ B/A ≤ 1, 또한 C/t ≤ 0.5 … (1)

단, A는 원통형 금속 재료의 내면측 선단 개방 높이, B는 원통형 금속 재료의 외면측 선단 개방 높이, C는 원통형 금속 재료의 맞댐 접점으로부터 외주까지의 거리, t는 원통형 금속 재료의 두께를 각각 나타낸다.

(12) 상기 1차 접합 후의 선단 개방부에 있어서의 최대 잔존 높이가 상기 비정질 합금박의 두께의 3배 이하인 것을 특징으로 하는 (11)에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

(13) 상기 1차 접합 후의 이음 효율이 0.8 이상인 것을 특징으로 하는 (11) 또는 (12)에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

(14) 상기 2차 접합 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이가 70 ㎛ 이하인 것을 특징으로 하는 (11) 내지 (13) 중 어느 한 항에 기재된 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

도1은 액상 확산 접합용 비정질 합금박이 용융 및 응고하여 형성된 합금층의 두께와, 그 합금층의 등온 응고가 종료되기까지의 유지 시간과의 관계를 나타내는 도면이다.

도2는 본 발명법의 2차 접합(액상 확산 접합)에 있어서의 등온 응고 유지 시간과 접합 이음 강도와의 관계를 나타내는 도면이다.

도3은 원통형 금속 재료와 금속 재료를 맞댐 접합하는 경우의 실시 형태를 도시하는 사시도이다.

도4는 원통형 금속 재료와 금속 재료의 1차 접합시의 선단 개방 단면도이다.

도5는 금속 기계 부품을 접합하기 전의 강관의 중심축을 통해 접합면에 수직인 선단 개방 단면도이다.

도6은 1차 접합 전의 원통형 금속 재료의 내면측 선단 개방 높이(A)에 대한 외면측 선단 개방 높이(B)의 비(B/A)와 1차 접합 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이와의 관계도이다.

도7은 각 단면 배관과 분기관을 용접하여 금속 기계 부품을 제조하는 경우의 실시 형태를 도시하는 도면이다.

도8은 도7에 있어서의 조립시의 각 단면 배관의 내부 관로 축 방향으로부터의 단면 투시도이다.

도9는 금속 재료와 중공 금속 재료를 맞댐 접합하는 경우의 실시 형태를 도시하는 사시도이다.

도10은 금속 기계 부품을 접합하기 전의 중공 금속 재료의 중심축을 통해 접합면에 수직인 선단 개방 단면도이다.

이하에 본 발명의 상세를 설명한다.

본 발명법은 피접합 재료로서 금속 재료를 이용하고, 이 금속 재료 단부에 형성된 선단 개방면 사이에 액상 확산 접합용의 비정질 합금박을 개재시켜 맞댄 후, 1차 접합으로서 저항 용접에 의해 상기 비정질 합금박과 상기 금속 재료를 용융 압접하여 이음부를 형성한다.

이 1차 접합에서는, 예를 들어 피접합 재료의 선단 개방면(맞댐면)에 용접 전류를 공급하여 가열 용융시키기 위한 전극을 각 피접합 재료에 배치하고, 압접에 필요한 응력을 선단 개방면 사이에 부하하기 위한 응력 부가 기구, 예를 들어 유압 작동 인스트론형의 인장ㆍ압축 장치 등을 적용한 저항 용접 장치가 이용된다.

이 1차 접합에서는 저항 용접의 용접 입열에 의해 피접합 재료의 선단 개방면과 액상 확산 접합용 합금박은 용융하고, 그 가압 응력으로 업셋되어 가열 용융시에 생성한 산화물 및 선단 개방 표면에 존재하고 있던 협잡물을 용융 메탈과 같이 접합면 밖으로 배출된다.

또한, 1차 접합에 있어서, 피접합 재료의 선단 개방면 사이에 삽입하는 액상 확산 접합용의 비정질 합금박은 피접합 재료인 철강재료에 비교하여 저융점이며, 박의 부피의 50 ％ 이상이 비정질의 구조를 갖는 비정질 합금박이 이용된다.

피접합재의 선단 개방면 사이에 900 내지 1200 ℃ 정도의 피접합 재료에 비교하여 저융점의 액상 확산 접합용 합금박을 개재하여 저항 용접에 의해 용융 압접함으로써, 선단 개방면에 액상 확산 접합용 합금박이 균일하게 용융되는 동시에, 가열 용융으로 생성한 산화물 및 선단 개방 표면에 잔류하고 있던 협잡물을 용융 메탈과 같이 접합면 밖으로 배출되는 효과가 촉진된다.

또, 본 발명에 있어서의 액상 확산 접합용의 비정질 합금박의 조성은 Ni 또는 Fe을 기재로 하고, 확산 원자로서 B, P 및 C 중 1 종류 또는 2 종류 이상을 각각 0.1 내지 20.0 원자 ％ 함유하고, 또한 1차 접합시에 접합면 사이에서 생성된 산화물을 저융점화하는 작용을 갖는 V을 0.1 내지 10.0 원자 ％ 함유하는 것인 것이 바람직하다.

액상 확산 접합용 합금박 중의 B, P 및 C는, 2차 접합으로서의 액상 확산 접합을 달성하기 위해 필요한 등온 응고를 실현시키기 위한 확산 원소로서, 혹은 융점을 피접합재보다도 낮게 하기 위해 필요한 원소이며, 그 작용을 충분히 얻기 위해 0.1 원자 ％ 이상 함유할 필요가 있지만, 과도하게 첨가하면 결정 입자에 조대한 붕화물, 금속 화합물 또는 탄화물이 생성하여 접합부 강도가 저하되기 때문에 그 상한을 20.0 원자 ％로 하는 것이 바람직하다.

액상 확산 접합용 합금박 중의 V은, 1차 접합으로서의 저항 용접시에 선단 개방면 사이에서 생성한 산화물 혹은 잔류 산화물(Fe₂O₃)과 순간적으로 반응하고, 저융점 복합 산화물(V₂O₅ - Fe₂O₃, 융점 : 약 800 ℃ 이하)로 바꾸는 작용을 갖고, 저항 용접시의 가압 응력에 의해 저융점 복합 산화물을 용융 금속과 함께 용융ㆍ배출하고, 접합부의 산화물계 개재물을 저감하는 효과가 얻어진다. 이 작용ㆍ효과를 충분히 얻기 위해서는 V을 0.1 원자 ％ 이상 함유시키는 것이 바람직하다. 한편, V을 10.0 원자 ％를 넘어 과도하게 첨가하면, V계 산화물의 개수가 증가되어 잔류 산화물이 반대로 증가되고, 또한 액상 확산 접합용 합금박의 융점을 높여 2차 접합 으로서의 액상 확산 접합을 곤란하게 하기 때문에, 그 상한을 10.0 원자 ％로 하는 것이 바람직하다.

또한, 본 발명에 있어서 1차 접합으로서 이용되는 저항 용접은 통전 가열 방식의 스폿 용접, 프로젝션 용접, 업셋 용접 및 플래시 배트 용접 중의 어느 1 종류의 용접 방법이 이용된다. 통상, 스폿 용접, 프로젝션 용접, 업셋 용접은 비교적 접합 면적이 작고, 높은 접합 강도를 요구하지 않는 경우의 접합에 적합하고, 플래시 배트 용접은 대전류로 높은 가압력을 부가할 수 있기 때문에, 비교적 접합 면적이 큰 선단 개방을 접합하는 경우에 적합하다. 이러한 저항 용접 방법의 선택은, 특별히 한정될 필요는 없고, 각 용접 방법의 특징과 접합 이음의 요구 특성 및 용접 조건 등에 따라서 적절하게 선택하고, 생산성 향상을 위해 용접 시간을 10초 이하로 하는 것이 바람직하다.

또한, 1차 접합에 있어서의 저항 용접의 용접 입열은 선단 개방면 및 선단 개방면 사이의 액상 확산 접합용의 비정질 합금박을 단시간에서 용융하기 위해서는 전류 밀도를 100 A/㎟ 이상으로 할 필요가 있고, 한편 과도하게 전류 밀도를 올리면 비정질 합금박의 용융 금속이 흐트러져 선단 개방면에 소정 두께로 균일하게 분포시키기 곤란해지므로, 그 상한을 100,000 A/㎟ 이하로 할 필요가 있다. 따라서 저항 용접의 전류 밀도를 100 내지 100,000 A/㎟로 하는 것이 바람직하다.

또한, 1차 접합에 있어서의 저항 용접의 가압 응력은 선단 개방면 사이의 액상 확산 접합용의 비정질 합금박을 용융 및 응고하여 형성되는 접합 합금층의 두께를 10 ㎛ 이하까지 저감하고, 2차 접합으로서의 액상 확산 접합의 접합 시간을 단 축화하기 위해서는 10 ㎫ 이상 필요하고, 한편 과도하게 가압 응력이 높으면 접합 이음의 변형이 생기기 때문에 1000 ㎫ 이하로 할 필요가 있다. 따라서 저항 용접의 가압 응력은 10 내지 1,000 ㎫로 하는 것이 바람직하다. 또, 접합 이음의 변형 정도는 피접합 재료의 용접 온도에서의 영률에 의해 변화되기 때문에, 가압 응력의 상한은 피접합 재료의 재질에 의해 조정하는 것이 보다 바람직하다.

또, 1차 접합에 있어서의 저항 용접에 의해 형성한 이음부의 이음 효율(철강 재료의 선단 개방면의 면적/비정질 합금박과 철강 재료를 용융 압접한 후의 이음부 정도의 면적)은, 선단 개방의 형상에 기인하는 접합 후의 이음 구속 효과를 가미하고, 이음의 정적 인장력을 모재와 같은 수준 이상의 인장력을 확보하기 위해 0.5 이상 필요하고, 또한 저항 용접시의 고가압 응력에 따라 이음부 정도가 팽윤하는 결과, 이음부 면적이 모재부 단면적보다 넓게 되는 경우를 고려하고, 양호한 이음 특성을 얻기 위해 그 상한을 2.0으로 하는 것이 바람직하다.

상기에 도시한 1차 접합에 의해, 피접합재의 선단 개방면 사이에 삽입한 액상 확산 접합용의 비정질 합금박을 단시간에서 용융 압접함으로써, 비정질 합금이 용융 및 응고하여 형성되는 매우 얇은 두께의 접합 합금층을 형성할 수 있다. 본 발명자들에 의한 실험에서는 광학 현미경에 의한 이음 단면 조직의 관찰 결과로부터, 1차 접합으로 얻어진 비정질 합금박이 용융 및 응고한 조직으로 이루어지는 접합 합금층의 두께는 최대로 7 ㎛ 이하, 평균 두께로 3 ㎛ 이하가) 되는 것을 확인하고 있다.

이와 같이 매우 얇은 액상 확산 접합용의 비정질 합금이 용융 및 응고하여 형성되는 접합 합금층은, 그 후의 2차 접합으로서의 액상 확산 접합에 있어서, 비정질 합금박의 융점 이상의 온도로 약 15초 사이 유지함으로써 실질적으로 등온 응고는 거의 종료되고, 약 30초 사이의 유지하면 피접합 재료로서 통상 탄소강을 이용하는 경우에서는 완전한 등온 응고 조직을 얻을 수 있는 것을 확산 방정식에 의한 추정 계산 및 실험에 의해 확인하고 있다.

도1은 액상 확산 접합용 비정질 합금박이 용융 및 응고하여 형성된 합금층(본 발명법인 경우는 1차 접합 후의 합금층, 종래법인 경우는 가압 용융 후 합금층)의 두께와, 그 합금층의 등온 응고가 종료되기까지의 유지 시간(미등온 응고 조직을 관찰할 수 없게 되기까지의 유지 시간)과의 관계를 나타낸 도면이다.

종래의 액상 확산 접합법에서는 가압력의 증가에 의해 액상 확산 접합용 비정질 합금박이 용융 및 응고하여 형성된 합금층의 두께를 어느 정도까지 저감하는 것은 가능하지만, 가압력의 증가에 의해 이음 변형이 발생하기 때문에, 도1에 나타낸 바와 같이 그 합금층의 두께는 10 ㎛ 이하로 얇게 하는 것은 곤란하며, 액상 확산 접합의 등온 응고가 완료되기까지의 유지 시간은 100초 이상 필요하였다. 가령, 종래법으로 등온 응고 유지 시간을 100초 이하로 한 경우에는, 접합 합금층에 비정질 합금박의 미등온 응고 조직이 잔류하고, 이음의 강도 및 인성 등의 특성은 모재에 비교하여 현저히 저하한다는 문제가 생긴다.

이에 대해, 본 발명법에서는 1차 접합(저항 용접)에 의해, 액상 확산 접합용의 비정질 합금박이 용융 및 응고하여 생성한 접합 합금층의 평균 두께는 7 ㎛ 이하에 저감할 수 있고, 이에 계속되는 2차 접합(액상 확산 접합)에 의해 액상 확산 접합의 등온 응고가 완료되기(접합 합금층의 미등온 응고 조직이 완전히 소실함)까지의 유지 시간을 30초 이하로 단축할 수 있다. 본 발명자들의 실험에서는, 도면에 나타낸 바와 같이 1차 접합(저항 용접)에 의해 접합 합금층의 평균 두께를 3 ㎛까지 얇게 할 수 있는 것을 확인하고, 이 경우에는 2차 접합(액상 확산 접합)에 의해 15초의 유지 시간으로 등온 응고가 완료되는(접합 합금층의 미등온 응고 조직이 완전히 소실함) 것을 기대할 수 있다. 이상으로부터, 본 발명법에 의해 종래의 액상 확산성 접합에 비교하여 동등 이상의 이음 품질을 유지하면서 접합 시간을 대폭 단축하고 생산성의 향상을 기대할 수 있다.

도2는, 본 발명법의 2차 접합(액상 확산 접합)에 있어서의 등온 응고 유지 시간과 접합 이음 강도와의 관계를 나타낸 도면이다.

또, 접합 이음 강도는 이음을 접합면으로부터 분리시키는 방향으로 인장 시험을 실시한 경우의 모재의 인장 강도에 대한 접합 이음의 인장 강도의 비로 나타냈다. 이 값이 1인 경우는, 모재로 파탄한 것을 의미하고, 1 이하인 경우는 접합부에서 파탄한 것을 의미한다.

실제로의 접합에서는, 본 발명의 1차 접합(저항 용접)에 의해 선단 개방면에 형성되는 액상 확산 접합용 비정질 합금박이 용융 및 응고하여 생성되는 접합 합금층의 두께는 선단 개방면의 위치에 의해 변동이 생기지만, 도2로부터 2차 접합(액상 확산 접합)에 있어서의 등온 응고 유지 시간을 적어도 30초 이상으로 함으로써 이음의 인장 시험 결과는 모재 파탄이 되고, 모재의 인장 강도 이상이 양호한 이음 강도가 얻어진다.

본 발명법에서는, 상기 실험 결과를 근거로 하고, 종래의 액상 확산 접합법과 동등 이상의 이음 강도를 확보하기 위해 2차 접합(액상 확산 접합)의 등온 응고 유지 시간을 30초 이상으로 하는 것이 바람직하다.

또, 2차 접합(액상 확산 접합)의 등온 응고 유지 시간은 증가하는 동시에 소정의 이음 강도를 안정적으로 얻을 수 있지만, 과도하게 등온 응고 유지 시간을 증가하면 이음의 금속 조직의 구 γ 결정 입경이 조대화하고, 이음의 인성이 저하되기 때문에 그 상한은 100초 이하로 하는 것이 보다 바람직하다.

본 발명에서는, 2차 접합 후, 즉 액상 확산 접합의 등온 응고가 종료 후에, 또한 피접합 재료의 강 종류에 따라서 냉각 속도를 제어함으로써 원하는 금속 조직, 예를 들어 탄소강이면 페라이트 + 펄라이트, 페라이트, 베이나이트, 마르텐자이트 등의 금속 조직이 얻어지고, 또한 오스테나이트강이면 접합시에 생기는 석출물 등의 개재물을 다시 고체 용융하는 작용에 의해 양호한 금속 조직을 갖는 접합 이음을 얻는 것이 가능해진다.

본 발명에서는, 자동차용 기계 부품에 요구되는 이음의 강도 및 인성의 향상을 위해 최저한 필요한 저온 변태 조직(베이나이트 또는 마르텐자이트) 비율을 확보하기 위해, 2차 접합 후, 즉 액상 확산 접합의 등온 응고가 종료 후의 냉각 속도를 0.1 ℃/초 이상으로 하는 것이 바람직하고, 과도의 냉각은 인성 및 연성의 저하 등의 원인이 되기 때문에 냉각 속도의 상한을 50 ℃/초로 하는 것이 바람직하다. 상기 냉각 속도의 제어에 의해, 페라이트강끼리, 오스테나이트강끼리 또는 페라이트강과 오스테나이트강의 이재 이음이라도, 건전하면서 친화성이 높은 이음을 형성 할 수 있다.

또, 본 발명법에 있어서, 상술의 냉각 후에, 또한 금속 조직을 조질할 목적으로, 재가열하여 켄칭, 템퍼링, 켄칭 + 템퍼링 등의 열처리를 단독으로 또는 복수회 반복하거나 조합시키거나 하여 적용하는 것도 가능하고, 이 경우에는 이음 조직은 보다 한층 균질화되어 본 발명의 효과를 더 높일 수 있다.

또, 잔류 오스테나이트를 기피하는 재료로서는 심냉화(深冷化) 처리도 유효하고, 시효에 의한 변형을 억제할 수 있다.

상기에 도시한 본 발명의 실시 형태에 의해, 종래의 단독의 저항 용접법에 비교하여 이음의 변형량을 저감할 수 있어 금속 기계 부품의 조립을 행하는 경우 등, 천공, 절삭, 절단 등의 통상의 기계 가공을 구사해도 가공할 수 없는 형상의 기계 부품, 혹은 조합의 곤란한 난용접 재료의 이재 이음을 포함하는 기계 부품, 또는 깎아냄에 따라 큰 재료 비용의 상승이 일어나는 기계 부품이 조립에 적용하는 것이 가능하고, 생산성의 향상, 또는 비용 저감 등의 효과도 동시에 얻을 수 있다. 또한, 본 발명의 실시 형태에 의해 1차 접합(저항 용접) 후에 접합면에 미소한 균열이 발생한 경우라도, 그 후의 2차 접합(액상 확산 접합)에 의해 미용융 비정질 합금박을 더 용융하여 균열로 유입시켜 미소한 균열을 수복할 수 있고, 게다가 미등온 응고 조직으로부터인 합금층을 완전한 등온 응고 조직으로 바꾸는 효과를 얻을 수 있기 때문에 종래의 저항 용접법에 비해 이음 강도 및 피로 강도 등이 높고, 품질이 우수한 접합 이음을 얻을 수 있다.

또한, 발명의 실시 형태에 의해 종래의 단독의 액상 확산 접합법에 비교하여 동등 이상의 이음 품질을 유지하면서, 비정질 합금박의 등온 응고 유지 시간, 즉 접합 이음을 비정질 합금박의 융점 이상의 재가열 온도로 유지하는 시간을 대폭 단축하는 것이 가능하므로, 종래에 비해 접합 이음의 등온 응고 유지에 있어서의 결정 입경의 성장에 의한 조대화를 대폭 억제할 수 있다. 그 결과, 본 발명법에 의해 조립할 수 있었던 철강 재료와 액상 확산 접합으로 형성된 이음부로 이루어지는 금속 기계 부품은 접합대로의 금속 조직에 있어서의 구 γ 결정의 최대 입경이 500 ㎛ 이하와 작고, 종래의 액상 확산 접합법으로 얻어지는 이음(최대 입경 1 ㎜를 상회하는 결정 입경)에 비교하여 인성을 향상시킬 수 있다.

또한, 본 발명의 실시 형태에 있어서의 2차 접합(액상 확산 접합)시에는, 단독의 액상 확산 접합시에 필수가 되는 접합면의 가압을 하지 않거나 혹은 가압력을 저감할 수 있기 때문에, 간이적인 가압 지그만으로 양호한 액층 확산 접합부를 얻는 것이 가능해진다. 이로 인해, 본 발명법에 따르면 고온으로 접합면을 균일 가압하는 고도한 가압 기술을 필요로 하지 않고 용접 결함의 발생이 없는 접합부 품질이 우수한 액층 확산 접합을 저비용으로 실현하는 것이 가능해진다.

따라서, 종래의 액상 확산 접합으로 조립할 수 있었던 금속 기계 부품에 있어서, 또한 이음 인성을 향상시키기 위해 필요로 되는 QT 등의 열처리를 간략할 수 있어 생산성과 함께 제조 비용을 저감하는 것이 가능해진다.

상기에서 나타낸 발명의 실시 형태에 의해, 단독의 저항 용접법이나 액상 확산 접합법 등의 종래 접합법에 비해 금속 재료의 접합 이음을 고품질 또한 고생산성으로 제조하는 것이 가능하다. 그러나, 도3에 도시한 바와 같이 피접합 재료인 금속 재료 중 적어도 한 쪽이 원통형 금속 재료(11)의 단부를 다른 쪽의 금속 재료(12)를 맞대어 1차 접합(저항 용접)을 행할 때는, 이하의 문제가 상정되기 때문에 상기에서 나타낸 본 발명의 효과를 안정적으로 발휘시켜 피로 강도 등의 이음 품질을 안정적으로 향상시키기 위해서는, 이하에 설명하는 실시 형태를 이용하는 것이 바람직하다.

즉, 원통형 금속 재료(11)를 금속 재료(12)에 맞대어 1차 접합(저항 용접)을 행하는 경우에는, 도4(도3의 단면도)에 도시한 바와 같이 1차 접합시의 가압력(14)과 열 응력에 의해 원통형 금속 재료(11)의 선단 개방부가 외면측 방향(15), 즉 나팔 형상으로 개방하고, 1차 접합 후의 원통형 금속 재료(11) 외면측의 선단 개방부(13)에는 노치 형상의 선단 개방이 쉽게 잔존된다. 본 발명에서는, 1차 접합 후에 계속해서 행해지는 2차 접합(액상 확산 접합)에 의해, 미용융 비정질 합금박을 더 용융하여 노치 형상의 선단 개방 잔존부로 유입시키는 효과에 의해, 종래의 단독의 저항 용접에 비해 노치 형상의 선단 개방 잔존부를 감소할 수 있다. 그러나, 1차 접합 후에 선단 개방부의 최대 잔존 높이(17)가 지나치게 커지면, 계속해서 2차 접합을 행해도 평활한 접합부를 얻는 것은 곤란해지고, 선단 개방 잔존부의 노치 선단부가 응력 집중부가 되고, 이음 특성, 특히 피로 강도가 저하되는 원인이 되기 때문에 바람직하지 못하다.

본 발명에서는, 적어도 한 쪽이 원통형 금속 재료를 1차 접합(저항 용접)하는 경우의 상기 문제를 해소하고, 보다 안정적으로 이음 특성을 향상시키기 위해서, 또한 이하와 같은 조건을 규정하는 것이 바람직하다.

도5는, 원통형 금속 재료(11)의 단부와 금속 재료면을 맞댈(가압하고 있지 않은 상태) 때에, 맞댐 접점에 대한 원통형 금속 재료의 내면측 선단 개방 높이(A) 및 외면측 선단 개방 높이(B)와, 맞댐 접점으로부터 외주까지의 거리(C)와, 원통형 금속 재료(11)의 두께(t)와의 관계를 설명하기 위한 선단 개방 단면도를 도시한다. 또, 본 도면의 단면 방향은 원통형 금속 재료(11)의 중심축을 통해 접합면에 수직인 단면이다.

본 발명에서는, 원통형 금속 재료(11)와 금속 재료(12)의 1차 접합시에 도4에 도시한 바와 같은 가압력(14)과 열 응력에 의해 원통형 금속 재료(11)의 선단 개방부가 외면측 방향(15)으로 개방하는 것을 억제하고, 1차 접합 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이(17)를 저감하기 위해, 도5에 도시하는 맞댐 접점(16)에 대한 원통형 금속 재료의 내면측 선단 개방 높이(A) 및 외면측 선단 개방 높이(B)와, 맞댐 접점(16)으로부터 외주까지의 거리(C)와, 원통형 금속 재료(11)의 두께(t)와의 관계를 적정 조건으로 하는 것이 바람직하다.

도6은, 1차 접합 전(가압하고 있지 않은 상태)의 원통형 금속 재료의 내면측 선단 개방 높이(A)에 대한 외면측 선단 개방 높이(B)의 비, 즉 B/A와 1차 접합 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이(17)와의 관계도를 도시한다. 또, 원통형 금속 재료(11)의 두께(t)에 대한 맞댐 접점(16)으로부터 외주까지의 거리(C)의 비, 즉 C/t는 0.5로 행하였다.

B/A의 값이 0.2 내지 1의 조건으로, 1차 접합 후의 최대 잔존 높이를 충분히 저감하는 것이 가능하게 되는 것을 알 수 있다. 한편, B/A의 값이 0.2 미만이 되 면 원통형 금속 재료(11)의 내면측 선단 개방부의 잔존 높이가 커지고, 또한 B/A의 값이 1을 넘으면, 원통형 금속 재료(11)의 외면측 선단 개방부의 잔존 높이가 커지고, 어느 쪽의 경우도 1차 접합 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이는 0.1 ㎜보다 높아진다. 이 경우에는, 1차 접합 후에 계속해서 행해지는 2차 접합(액상 확산 접합)에 의한 선단 개방 잔존부의 수복 작용에 의해서도 이음부의 선단 개방 잔존부를 충분히 저감하는 것이 곤란해지므로 바람직하지 못하다.

또한, 도6은 원통형 금속 재료(11)의 두께(t)에 대한 맞댐 접점(16)으로부터 외주까지의 거리(C)의 비, 즉 C/t의 값은 0.5의 조건으로 한 결과이다. 이 C/t의 값이 0.5 이하로 작아지는 조건에서는, 도4에 도시한 바와 같은 1차 접합시에 가압력(14)이 부하된 경우에, 원통형 금속 재료(11)의 선단 개방부를 외면측 방향(15)의 응력을 받아 외면측 선단 개방부가 우선적으로 쉽게 변형되기 때문에, 1차 접합 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이는 보다 저감한다. 그렇지만, 이 C/t의 값이 0.5보다도 큰 경우에는, 1차 접합시에 가압력(14)이 부하된 경우에 원통형 금속 재료(11)의 내면측 선단 개방부가 우선적으로 쉽게 변형되고, 상기 B/A의 값이 0.2 내지 1의 조건이라도, 1차 접합 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이를 0.1 ㎜ 이하로 저감할 수 없게 되기 때문에 바람직하지 못하다.

이상의 지견을 근거로 하여, 본 발명에서는 금속 재료 중 적어도 한 쪽이 원통형 금속 재료인 경우에, 이 원통형 금속 재료의 단부와 다른 쪽의 금속 재료면을 맞대어 1차 접합(저항 용접)을 할 때에, 맞댐 접점에 대한 상기 원통형 금속 재료의 내면측 선단 개방 높이(A) 및 외면측 선단 개방 높이(B) 및 상기 맞댐 접점으로 부터 외주까지의 거리(C)가 하기 식 (1)을 만족하도록, 상기 원통형의 금속 재료 단부에 V자 선단 개방을 형성하는 것이 바람직하다. 이에 의해, 적어도 한 쪽이 원통형 금속 재료의 용접 이음의 피로 강도를 안정적으로 충분히 향상하는 것이 가능해진다.

0.2 ≤ B/A ≤ 1, 또한 C/t ≤ 0.5 … (1)

또한, 상기 본 발명의 실시 형태에 있어서, 도4에 도시하는 1차 접합(저항 용접) 후의 원통형 금속 재료(11)의 선단 개방부의 최대 잔존 높이(17)는 가능한 한 저감한 쪽이, 계속해서 행해지는 2차 접합(액상 확산 접합)시의 미용융 비정질 합금박의 용융 및 보수 작용에 의해 선단 개방부의 미접합 잔존부는 충분히 저감하여 이음의 피로 강도를 보다 안정적으로 향상시키기 위해 바람직하다. 비정질 합금박의 두께의 3배를 넘는 경우에는, 2차 접합에 의한 미용융 비정질 합금박의 용융 및 보수 작용에 의해서도 이음의 피로 강도를 보다 안정적으로 향상시키는 것은 곤란해진다.

이로 인해, 상기 본 발명의 실시 형태에 있어서, 2차 접합에 의한 미용융 비정질 합금박의 용융 및 보수 작용 효과를 고려하여 1차 접합 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이를 비정질 합금박의 두께의 3배 이하로 하는 것이 바람직하다.

또한, 상기 본 발명의 실시 형태에 있어서, 도4에 도시하는 1차 접합(저항 용접)시의 가압력(14)이나 용접 전류가 낮은 등의 조건이 적절하지 않은 경우에는, 원통형 금속 재료(11)의 1차 접합(저항 용접) 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이가 상기 적정 범위라도, 1차 접합 후에 선단 개방면 사이에 비정질 합금박이 용융 응 고하여 이루어지는 접합 합금층을 균일하게 형성할 수 없고, 맞댐 접점 근방은 압착되어도 그 밖의 선단 개방면의 압착이 불충분해진다. 또한, 1차 접합(저항 용접)시의 원통형 금속 재료(11)의 외면측 방향 응력에 의해 생긴 잔류 응력의 영향에 의해 2차 접합까지 접합 합금층이 박리될 가능성도 생긴다.

이러한 문제를 억제하고, 1차 접합 후에 선단 개방면 사이에 균일한 접합 합금층을 형성하고, 2차 접합까지 박리하지 않은 밀착성이 양호한 접합 합금층을 형성하기 위해, 상기 본 발명의 실시 형태에 있어서 1차 접합 후의 이음 효율을 0.8 이상으로 하는 것이 바람직하다.

또한, 상기 본 발명의 실시 형태에 있어서, 2차 접합 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이는 가능한 한 낮은 쪽이 선단 개방부의 형상 개선을 위한 후가공을 이용하지 않고 이음 피로 강도를 보다 향상시킬 수 있기 때문에, 바람직한 상기 본 발명의 실시 형태에 있어서 2차 접합시의 미용융 비정질 합금박의 용융 및 보수 작용에 의해 접합부는 평활하게 되지만, 보다 이음의 피로 강도 향상시키기 위해서는 2차 접합 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이를 70 ㎛ 이하로 하는 것이 바람직하다.

<실시예>

본 발명의 효과를 이하의 실시예에 의해 설명한다.

(제1 실시예)

표 1에 나타내는 기호 A 내지 C의 3 종류의 화학 성분과 융점을 갖는 액상 확산용의 비정질 합금박과, 표 2에 나타내는 기호 a 내지 f의 화학 성분을 갖는 철강, Ni 합금 또는 Ti 합금으로 이루어지는 피접합 재료를 이용하여, 표 3, 표 4에 나타내는 접합 조건으로 금속 기계 부품을 제조하였다.

이렇게 얻어진 금속 기계 부품은 접합면으로부터 분리시키는 방향에서의 인장 시험 및 접합부의 0 ℃에서의 셜피 충격 시험을 행하고, 이음 강도 및 이음 인성의 평가를 행하였다. 또한, 금속 기계 부품의 접합 응력 가압 방향에서의 변형량을 측정하고 변형량의 평가도 합쳐서 행하였다. 그 결과를 표 3 및 표 4에 나타낸다.

또, 표 3 및 표 4에 있어서, 이음 강도의 평가는 모재의 인장 강도에 대한 접합 이음의 인장 강도의 비로 나타냈다. 이 값이 1인 경우는 모재로 파탄한 것을 의미하고, 1 이하인 경우는 접합부에서 파탄한 것을 의미한다. 또한, 이음 인성의 평가는 0 ℃에서의 흡수 에너지가 21 J 이상인 경우는 양호 ○, 21 J 미만인 경우는 불량 ×로 나타냈다.

또, 표 3에 나타내는 번호 2 내지 8은, 이하에 나타낸 바와 같은 요령으로 금속 기계 부품을 제조하였다. 도7 및 도8은, 모서리 단면의 배관 본체(1)의 내부 관로(3)의 길이 방향 중앙부의 상면에 형성된 분기구(4)에 별도의 분기관(2)을 접합함으로써, 내부에 T 분기 배관을 갖는 자동차용 금속 기계 부품을 제조하는 경우의 실시예를 설명하기 위한 모식도이다. 또, 도7은 자동차용 금속 기계 부품의 사시도이며, 도8은 분기관(2)의 중심축을 통해 내부 관로(3)의 중심축으로 수직인 단면도를 도시한다.

도7에 도시한 바와 같이 접합면이 되는 분기관(2)의 단부는 미리 기계 가공에 의해 45°의 각도를 갖는 V자 선단 개방을 부여하고, 분기관(2)의 선단 개방부 (9)와 배관 본체(1)의 접합면을 링 형상의 액상 확산 접합용 합금박(5)을 통해 대조한 후, 분기관(2) 및 배관 본체(1)에 각각 밀착한 전극(7, 10)에 의해 선단 개방 부분에 직류 전류를 흐르게 하는 동시에, 6의 방향으로 가압 응력을 부하하였다. 또, 가압 응력은 분기관(2)의 상방으로부터 유압으로 작동하는 응력 전달판(도시하지 않음)을 통해 부하하였다. 그 결과, 분기관(2)의 선단 개방부(9)는 압괴하여 거의 분기관(2)의 두께(8)와 동일이 될 때까지 변형하고, 또한 분기관(2)과 배관 본체(1)의 선단 개방 사이에 개재시킨 액상 확산 접합용 합금박(5)은 한번 용융 후 응고하여 합금층을 형성하지만, 접합 시간이 극히 단시간이기 때문에 평균 두께가 3 ㎛의 미등온 응고 조직, 즉 확산 율속 등온 응고는 종료되어 있지 않고, 소위「납땜 조직」으로 되어 있었다. 다음에, 2차 접합으로서 이 접합 이음을 고주파 유도 가열 코일 및 저항 발열체를 갖는 전기로로 1150 ℃의 재가열 온도로 승온하고, 소정 시간 유지함으로써 1차 접합으로 형성된 접합 합금층의 액상 확산의 등온 응고를 종료 후 냉각하였다.

또한, 표 3에 나타낸 번호 1, 9는, 이하에 나타낸 바와 같은 요령으로 금속 기계 부품을 제조하였다.

피접합 재료로서 2개의 지름 5 ㎜Ø, 길이 50 ㎜의 둥근 막대를 이용하고, 선단 개방부는 완전 I형으로 이루고, 선단 개방면 거칠기를 Rmax : 10 ㎛ 이하로 연삭 마무리하였다. 이러한 선단 개방 사이에 직경 5 ㎜Ø의 액상 확산 접합용 합금박을 개재시키고, 이어서 피접합 재료에 직류 전류를 흐르게 하는 동시에 가압 응력을 부하하여 1차 접합으로서 저항 용접으로 이음을 형성하였다. 둥근 막대끼 리의 동축도에 차질이 없는 것을 확인 후, 100 ㎜ 길이로 된 이음을 2차 접합으로서 저항 발열체를 갖는 전기로 내에서 재가열 온도로 승온하여 유지한 후 냉각하였다. 그 후의 열처리는 일체 실시하고 있지 않다.

또, 표 4에 나타내는 번호 10 및 11은, 상기 금속 기계 부품을 제조할 때에, 2차 접합(액상 확산 접합)을 실시하지 않은 비교예를 나타내고, 번호 12 및 13은 상기 금속 기계 부품을 제조할 때에, 1차 접합(저항 용접)을 실시하지 않은 비교예를 나타낸다. 또한, 표 4에 나타내는 번호 14는, 상기 금속 기계 부품을 제조할 때에 1차 접합(저항 용접)과 2차 접합(액상 확산 접합)을 실시하지만 접합 조건은 본 발명의 범위로부터 벗어난 비교예를 나타낸다.

표 3에 나타내는 결과로부터, 본 발명의 접합 방법에 의해 본 발명 범위 내의 접합 조건으로 금속 기계 부품을 제조한 번호 1 내지 9는, 모두 이음 강도가 항상 모재의 인장력을 상회하고 있고, 접합 응력 부가 방향의 변형량이 5 ％ 이하로 기계 부품으로서 사용 성능을 만족할 수 있는 것이었다. 또, 액상 확산 접합의 유지 시간이 짧기 때문에 이음의 최대 결정 입도는 500 ㎛ 이하로 미세하고 이음 인성도 양호하였다.

표 4에 나타내는 번호 10 내지 14는 모두 본 발명법의 접합 조건의 범위로부터 벗어나는 비교예이다. 번호 10과 11은 저항 용접만을 사용한 경우의 비교예이며, 이 경우 번호 10으로서는 액상 확산 접합용 비정질 합금박을 개재시키고 있지만, 그 조직은 미등온 응고 조직, 즉 고온 납땜 조직이기 때문에, 이음 강도는 모재 강도보다도 낮고, 평가의 값은 기준이 되는 1을 하회하고 접합부에서 파탄하였 다. 특히 번호 11은 액상 확산 접합용 비정질 합금박도 사용하고 있지 않은 저항 용접만을 위해, 협잡물이나 결함이 접합 계면에 잔류하여 이음 강도가 저하되어 있다. 통상의 저항 용접으로서는 이러한 불안정한 이음 강도가 되는 경우가 있고, 그 결함 검출은 실질적으로 불가능하다.

또한, 번호 12와 13은 액상 확산 접합만으로 5 ㎫의 접합 응력을 부가하여 접합한 비교예이다. 번호 12의 비교예로서는 접합 유지 시간을 40초로 짧게 한 경우이지만, 이음의 결정 입자를 작게 할 수 있었지만, 액상 확산 접합은 완전히 완료되지 않고, 따라서 이음 강도가 저하되었다. 번호 13의 비교예는 저항 용접의 부가를 생략한 것을 보충하기 위해 액상 확산 접합의 유지 시간을 길게 취하였지만, 그로 인해 이음 강도는 향상되었지만, 금속 조직의 결정 입자가 조대화되었기 때문에, 0 ℃에서의 흡수 에너지가 10 J 미만이 되어 이음의 인성이 저하되었다.

또한, 번호 14는 2차 접합에 있어서의 액상 확산 접합 온도가 820 ℃로 본 발명의 조건보다 낮게 벗어나고, 액상 확산 접합용의 비정질 합금박의 융점에 도달하지 않았기 때문에, 저항 용접으로 형성된 고온 납땜 조직은 또한 붕화물과 Ni 기합금으로 분리하여 취화하여 이음 강도가 분리되었다.

[표 1]

[표 2]

[표 3]

[표 4]

(제2 실시예)

다음에, 상기 제1 실시예의 표 3에 나타내는 번호 2 내지 8의 본 발명예와 마찬가지인 요령으로 도8에 도시하는 분기관(2)과 배관 본체(1)를 접합할 때에, 표 5, 표 6 및 표 7에 나타낸 바와 같이 원통형 금속 재료인 분기관(2)의 두께(t) 등의 치수 및 맞댈 때 분기관(2)의 선단 개방 조건[내면측 선단 개방 높이(A), 외면측 선단 개방 높이(B), 맞댐 접점으로부터 외주까지의 거리(C)]을 바꾼 조건으로 접합하여 금속 기계 부품을 제조하고, 이음의 기계적 특성, 특히 피로 강도를 측정하여 평가하였다. 또, 사용한 액상 확산용의 비정질 합금박 및 피접합 재료의 화학 조성은, 제1 실시예와 마찬가지다. 또한, 표 5 및 6에 나타내는 접합 조건 이외는, 제1 실시예와 마찬가지의 요령으로 행하였다.

이렇게 얻어진 금속 기계 부품은 접합면으로부터 분리시키는 방향에서의 인장 시험 및 피로 시험을 행하고, 이음 강도 및 이음 피로 강도의 평가를 행하였다. 그 결과를 표 6 및 표 7에 나타낸다.

또, 표 6 및 표 7에 있어서, 이음 강도의 평가는 모재의 인장 강도에 대한 접합 이음의 인장 강도의 비로 나타냈다. 이 값이 1인 경우는 모재로 파탄한 것을 의미하고, 1 이하인 경우는 접합부에서 파탄한 것을 의미한다. 또한, 이음의 피로 강도를 측정하고 평가는 얻어진 금속 기계 부품의 내압 피로 시험을 행하고, 응력 범위 20 내지 200 ㎫로 반복수 1000만회(15 ㎐)의 내구 시험 후에 균열 및 파탄이 없는 것을 합격 ○, 균열 또는 파탄한 것 불합격 ×라고 평가하였다.

표 6에 나타내는 번호 15 내지 28 및 표 7에 나타내는 번호 29 내지 32는 모 두 본 발명에서 규정하는 1차 접합(저항 용접)과 2차 접합(액상 확산 접합)을 행함으로써, 제1 실시예에서 나타낸 발명예와 마찬가지로 이음 강도가 모재 강도 이상으로 되어 종래법에 비해 이음 특성이 우수한 결과를 얻을 수 있었다.

이러한 발명예 중에서, 표 6에 나타내는 번호 15 내지 28은, 본 발명의 보다 바람직한 실시 형태 내에서 규정하는 원통형 금속 재료의 선단 개방 조건이 본 발명 범위 내에서 행하고, 한편 표 7에 나타내는 번호 29 내지 32는 그보다 바람직한 본 발명 범위를 벗어난 조건으로 행한 발명예이다.

표 6에 나타내는 번호는 15 내지 28은 원통형 금속 재료인 분기관(2)의 내면측 선단 개방 높이(A) 및 외면측 선단 개방 높이(B), 맞댐 접점으로부터 외주까지의 거리(C), 분기관(2)의 두께(t)와의 관계가 본 발명의 보다 바람직한 조건인 0.2 ≤ B/A ≤ 1, 또한 C/t ≤ 0.5의 조건을 만족하고 있기 때문에, 모든 접합 이음도 내압 피로 시험 후의 파괴는 없고, 우수한 이음 피로 강도가 얻어졌다. 또한, 액상 확산 경우의 유지 시간이 짧기 때문에 이음의 최대 결정 입도는 500 ㎛ 이하와 미세하고 이음 인성도 양호하였다. 이러한 그 중에서도, 또한 1차 접합 후의 선단 개방부의 최대 잔존 높이, 1차 접합 후의 이음 효율 및 2차 접합 후 선단 개방부의 잔존 높이의 모든 조건도 본 발명의 보다 바람직한 범위 내에 있는 번호 16 내지 22, 24, 26 내지 28은, 이러한 바람직한 조건 중 어느 하나의 조건이 벗어나 있는 번호 15, 23, 25에 비해 이음 피로 시험은 더 향상되는 결과가 얻어졌다.

한편, 표 7의 번호 29 내지 32는, 모두 분기관(2)의 내면측 선단 개방 높이(A) 및 외면측 선단 개방 높이(B), 맞댐 접점으로부터 외주까지의 거리(C), 분기관 (2)의 두께(t)와의 관계가 본 발명의 보다 바람직한 범위로부터 벗어난 발명예이다.

번호 29 및 30은 분기관(2)의 선단 개방의 높이의 비 B/A가 1 보다 크고, 즉 외면측의 선단 개방 높이가 내면측보다도 높은 경우이다. 이 경우, 원래 외면측이 높은 면에서 저항 용접 중인 나팔 형상으로 관이 약간 개방된다는 변형에 의해 보다 외면측의 선단 개방이 쉽게 잔존되고, 저항 용접 후의 이음 단면을 관찰한 결과, 선단 개방부의 잔존 높이는 100 ㎛ 이상으로 커져 이음 효율도 저하하였다. 또한, 번호 30은 맞댐 접점의 위치가 내면측으로 치우치고 있는, 즉 C/t > 0.5이기 때문에, 내면측의 선단 개방이 우선적으로 변형되고, 그 결과 외면측의 선단 개방부가 크게 잔존하였다.

번호 31은 선단 개방의 높이의 비 B/A는 발명 범위 내이지만, 맞댐 접점의 위치가 C/t > 0.5인 경우에 번호 30과 마찬가지로 선단 개방의 내면측으로 변형이 집중되었기 때문에, 외면측의 선단 개방부가 잔존되어 잔존 높이가 100 ㎛ 이상으로 커졌다.

이상의 결과, 번호 29 내지 31은 내압 피로 시험에 있어서 외면측의 선단 개방부로부터 균열이 발생되어 소정의 반복수에 충족되지 않는 회수로 파탄하였다.

번호 32는 선단 개방의 높이의 비 B/A가 0.2 이하, 즉 내면측의 선단 개방의 높이가 외면측의 선단 개방의 높이의 5배 이상의 예이다. 이 경우, 저항 용접 중 외면측의 선단 개방이 변형되고, 단부까지 밀착되어 있었지만 내면측의 선단 개방의 잔존이 대부분, 선단 개방부의 잔존 높이는 내면측에서 100 ㎛ 이상으로 커졌 다. 그 결과, 제32 비교예는 내압 피로 시험에 있어서 내면측의 선단 개방부로부터 균열이 발생되어 소정의 반복수에 충족되지 않는 회수로 파탄하였다.

[표 5]

[표 6]

[표 7]

(제3 실시예)

다음에, 도9에 도시한 바와 같이, 종래는 주조나 단조 깎아냄 등으로 제작하고 있었던 각종 원동기용 캠 샤프트 등의 중공의 금속 기계 부품을 제조할 때에 본 발명 접합법을 적용한 실시예에 대해 설명한다.

표 1에 나타내는 기호 A 및 B의 2 종류의 화학 성분과 융점을 갖는 액상 확산용 비정질 합금박과, 표 2에 나타내는 기호 a 및 b의 화학 성분을 갖는 철강으로 이루어지는 피접합 재료를 이용하여, 표 8에 나타내는 접합 조건으로 이하의 요령으로 도9에 도시하는 금속 기계 부품을 제조하였다.

즉, 도9에 도시한 바와 같이 접합면이 되는 중공 금속 재료(18)의 단부에, 미리 기계 가공에 의해 45°의 각도를 갖는 V자 선단 개방을 부여하고, 중공 금속 재료(18)의 선단 개방부(19)와 금속 재료(20)의 접합면을 링 형상의 액상 확산 접합용 합금박(21)을 통해 맞댄 후, 중공 금속 재료(18) 및 금속 재료(20)에 각각 밀착시킨 전극(22, 23)에 의해 선단 개방부(19) 부분에 직류 전류를 흐르게 하는 동시에 가압 응력(24)을 부하하였다. 또, 가압 응력(24)은 중공 금속 재료(18)의 상방으로부터 유압으로 작동하는 응력 전달판(도시하지 않음)을 통해 부하하였다. 그 결과, 중공 금속 재료(18)의 선단 개방부(19)는 압괴하여 거의 중공 금속 재료(18)의 두께(25)와 동일하게 될 때까지 변형하고, 또한 중공 금속 재료(18)와 금속 재료(20)의 선단 개방 사이에 개재시킨 액상 확산 접합용 합금박(21)은 한번 용융 후 응고하여 합금층을 형성하지만, 접합 시간이 매우 단시간이기 때문에 평균 두께가 3 ㎛의 미등온 응고 조직, 즉 확산 율속 등온 응고는 종료하고 있지 않은, 소위 「고온 납땜 조직」으로 되어 있었다. 다음에, 2차 접합으로서, 이 접합 이음을 고주파 유도 가열 코일 및 저항 발열체를 갖는 전기로로 표 8에 기재된 재가열 온도로 승온하고, 소정 시간 유지함으로써 1차 접합으로 형성된 접합 합금층의 확산 율속 등온 응고를 종료 후 냉각하였다.

이렇게 얻어진 금속 기계 부품은 접합면으로부터 분리시키는 방향에서의 인장 시험 및 접합부의 0 ℃에서의 셜피 충격 시험을 행하고, 이음 강도 및 이음 인성의 평가를 행하였다. 또한, 금속 기계 부품의 접합 응력 가압 방향에서의 변형량을 측정하고, 변형량의 평가도 합쳐서 행하였다. 그 결과를 표 8에 나타낸다.

또, 표 8에 있어서, 이음 강도의 평가는 모재의 인장 강도에 대한 접합 이음의 인장 강도의 비로 나타냈다. 이 값이 1인 경우는 모재로 파탄한 것을 의미하고, 1 이하인 경우는 접합부에서 파탄한 것을 의미한다. 또한, 이음 인성의 평가는 0 ℃에서의 흡수 에너지가 21 J 이상인 경우는 양호 ○, 21 J 미만인 경우는 불량 ×로서 나타냈다.

표 8에 나타내는 결과로부터, 본 발명의 접합 방법에 의해 본 발명 범위 내의 접합 조건으로 금속 기계 부품을 제조한 번호 33 내지 35는, 모두 1차 접합 후 접합층의 두께가 평균적으로 10 ㎛ 이하이며, 2차 접합 후에 측정한 이음 강도가 항상 모재의 인장력을 상회하고 있었다. 또한 접합 응력 부가 방향의 변형량이 5 ％ 이하로 기계 부품으로서 사용 성능을 만족할 수 있는 것이었다. 또, 액상 확산 접합의 유지 시간이 짧기 때문에 이음의 최대 결정 입도는 500 ㎛ 이하로 미세하며 이음 인성도 양호하였다.

[표 8]

이상 설명한 바와 같이, 본 발명은 액상 확산 접합을 이용하고, 있음을 형성하여 기계 금속 부품을 제조할 때에, 금속 재료의 선단 개방 사이에 액상 확산 접합용 비정질 합금박을 개재시키고, 1차 접합으로서 저항 용접에 의해 비정질 합금박을 용융 압접하고, 비정질 합금박이 용융 및 응고하여 형성되는 매우 얇은 두께의 접합 합금층을 마련하고, 계속해서 비정질 합금박의 융점 이상의 재가열 온도로, 후 액상 확산 접합의 등온 응고 과정을 부여함으로써 조직의 균질성과, 인장 강도, 인성, 피로 강도 등의 양호한 기계적 특성을 갖고, 변형량이 적은 이음을 얻을 수 있다. 그 결과, 이음 품질 및 신뢰성이 높은 금속 기계 부품을 높은 생산성으로 제조할 수 있다. 또, 종래의 저항 용접 방법으로서는 문제였던 적어도 한 쪽이 원통형 금속 재료로 이루어지는 접합 이음의 피로 강도에 대해서도, 본 발명의 1차 접합과 2차 접합의 상호 작용에 의해 용접부가 미세한 깨짐의 발생을 저감하고 선단 개방부의 미접합 잔존량을 감소할 수 있어 피로 강도가 우수한 이음 및 그것에 의한 금속 기계 부품을 제조할 수 있다.

본 발명은, 종래 통상의 기계 가공, 연삭, 천공으로서는 제조할 수 없는 형상의 금속 기계 부품, 또는 생산성이 낮고, 재료 제품 비율이 낮은 고비용의 금속 기계 부품을 고생산성으로, 또한 저비용으로 제조할 수 있는 완전히 새로운 금속 기계 부품의 용접 기술을 제공하는 것이며, 액상 확산 접합의 적용에 의해 달성할 수 있는 금속 기계 부품의 기능 향상과 공급에 크게 기여할 수 있는 것이다. 특히, 종래 주조나 단조 깎아냄 등으로 제작하고 있었던 캠 샤프트 등 중공 부품, 각 종 원동기에 이용하는 샤프트 종류, 혹은 종래 단독의 액상 확산 접합법을 이용하여 금속 기계 부품의 제조에 있어서, 본 발명법의 적용에 의해 제조 비용의 삭감, 생산성의 향상, 접합부의 품질 향상 등의 효과가 기대되고, 본 발명에 따른 산업 상의 공헌은 막대하다.

Claims

금속 재료의 선단 개방면에 액상 확산 접합용의 비정질 합금박을 개재시키고, 1차 접합으로서 저항 용접에 의해 상기 비정질 합금박과 상기 금속 재료를 용융 압접하여 이음부를 형성하고, 이어서 2차 접합으로서 상기 이음부를 상기 비정질 합금박의 융점 이상으로 재가열한 후, 유지하여 상기 이음부의 응고 과정을 완료시키는 액상 확산 접합을 행하는 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.
제1항에 있어서, 상기 재가열한 후의 유지 시간이 30초 이상인 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.
제1항 또는 제2항에 있어서, 상기 비정질 합금박의 조성이 Ni 또는 Fe을 기재로 하고, 확산 원자로서 B, P 및 C 중 1 종류 또는 2 종류 이상을 각각 0.1 내지 20.0 원자 ％ 함유하고, 또한 V을 0.1 내지 10.0 원자 ％ 함유하는 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.
제1항 내지 제3항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 저항 용접이 통전 가열 방식의 스폿 용접, 프로젝션 용접, 업셋 용접 및 플래시 배트 용접 중 어느 1 종류의 용접 방법이며, 또한 상기 저항 용접에 의한 상기 비정질 합금박과 상기 금속 재료 와의 용융 압접의 시간이 10초 이하인 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.
제1항 내지 제4항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 저항 용접에 있어서의 전류량이 100 내지 100,000 A/㎟인 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.
제1항 내지 제5항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 저항 용접에 의한 상기 비정질 합금박과 상기 금속 재료와의 용융 압접에 있어서의 가압력이 10 내지 1,000 ㎫인 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.
제1항 내지 제6항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 저항 용접에 의해 형성한 이음부의 단면 조직에 있어서의 미등온 응고 조직의 가압 방향의 두께가, 평균적으로 10 ㎛ 이하인 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.
제1항 내지 제7항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 저항 용접에 의해 형성한 이음부의 이음 효율이 0.5 내지 2.0인 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

단, 이음 효율이라 함은, 비정질 합금박과 금속 재료를 용융 압접한 후 이음부 부위의 면적에 대한 금속 재료의 선단 개방면의 면적의 비라 한다.
제1항 내지 제8항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 이음부의 응고 과정의 완료 후, 0.1 내지 50 ℃/초의 냉각 속도로 냉각하여 이음부 조직을 제어하는 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.
금속 재료와 액상 확산 접합으로 형성된 이음부로 이루어지는 금속 기계 부품이며, 상기 금속 기계 부품의 접합대로의 금속 조직에 있어서의 구 γ 결정의 최대 입경이 500 ㎛ 이하인 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품.
제1항 내지 제9항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 금속 재료 중 적어도 한 쪽이 원통형 금속 재료이며, 상기 원통형 금속 재료의 단부와 다른 쪽의 금속 재료면을 맞대어 상기 1차 접합을 할 때에, 맞댐 접점에 대한 상기 원통형 금속 재료의 내면측 선단 개방 높이(A) 및 외면측 선단 개방 높이(B) 및 상기 맞댐 접점으로부터 외주까지의 거리(C)가 하기 식 (1)을 만족하도록, 상기 원통형의 금속 재료 단부에 V자 선단 개방을 형성하는 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.

0.2 ≤ B/A ≤ 1, 또한 C/t ≤ 0.5 … (1)

단, A는 원통형 금속 재료의 내면측 선단 개방 높이, B는 원통형 금속 재료의 외면측 선단 개방 높이, C는 원통형 금속 재료의 맞댐 접점으로부터 외주까지의 거리, t는 원통형 금속 재료의 두께를 각각 나타낸다.
제11항에 있어서, 상기 1차 접합 후의 선단 개방부에 있어서의 최대 잔존 높이가 상기 비정질 합금박의 두께의 3배 이하인 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.
제11항 또는 제12항에 있어서, 상기 1차 접합 후의 이음 효율이 0.8 이상인 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.
제11항 내지 제13항 중 어느 한 항에 있어서, 상기 2차 접합 후 선단 개방부의 최대 잔존 높이가 70 ㎛ 이하인 것을 특징으로 하는 금속 기계 부품의 액상 확산 접합 방법.