JP3740858B2 - 接合金属部材及び該部材の接合方法 - Google Patents

接合金属部材及び該部材の接合方法 Download PDF

Info

Publication number
JP3740858B2
JP3740858B2 JP25204698A JP25204698A JP3740858B2 JP 3740858 B2 JP3740858 B2 JP 3740858B2 JP 25204698 A JP25204698 A JP 25204698A JP 25204698 A JP25204698 A JP 25204698A JP 3740858 B2 JP3740858 B2 JP 3740858B2
Authority
JP
Japan
Prior art keywords
metal member
brazing material
joining
valve seat
metal
Prior art date
Legal status (The legal status 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 status listed.)
Expired - Fee Related
Application number
JP25204698A
Other languages
English (en)
Other versions
JPH11170034A (ja
Inventor
誠治 野村
智 南場
幸男 山本
幸弘 杉本
伸也 柴田
Current Assignee (The listed assignees may be inaccurate. Google has not performed a legal analysis and makes no representation or warranty as to the accuracy of the list.)
Mazda Motor Corp
Original Assignee
Mazda Motor Corp
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 Mazda Motor Corp filed Critical Mazda Motor Corp
Priority to JP25204698A priority Critical patent/JP3740858B2/ja
Priority to US09/153,455 priority patent/US6222150B1/en
Priority to KR1019980038254A priority patent/KR19990029855A/ko
Priority to EP98117552A priority patent/EP0914897B1/en
Priority to ES98117552T priority patent/ES2183266T3/es
Priority to CNB981196551A priority patent/CN1220570C/zh
Priority to DE69807415T priority patent/DE69807415T2/de
Publication of JPH11170034A publication Critical patent/JPH11170034A/ja
Application granted granted Critical
Publication of JP3740858B2 publication Critical patent/JP3740858B2/ja
Anticipated expiration legal-status Critical
Expired - Fee Related legal-status Critical Current

Links

Images

Classifications

    • BPERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23KSOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K1/00Soldering, e.g. brazing, or unsoldering
    • B23K1/0008Soldering, e.g. brazing, or unsoldering specially adapted for particular articles or work
    • BPERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23KSOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K11/00Resistance welding; Severing by resistance heating
    • B23K11/34Preliminary treatment
    • BPERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23KSOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K11/00Resistance welding; Severing by resistance heating
    • B23K11/16Resistance welding; Severing by resistance heating taking account of the properties of the material to be welded
    • B23K11/20Resistance welding; Severing by resistance heating taking account of the properties of the material to be welded of different metals
    • BPERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23KSOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K20/00Non-electric welding by applying impact or other pressure, with or without the application of heat, e.g. cladding or plating
    • B23K20/16Non-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
    • BPERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23KSOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K35/00Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting
    • B23K35/22Rods, electrodes, materials, or media, for use in soldering, welding, or cutting characterised by the composition or nature of the material
    • B23K35/24Selection of soldering or welding materials proper
    • B23K35/28Selection of soldering or welding materials proper with the principal constituent melting at less than 950 degrees C
    • B23K35/282Zn as the principal constituent
    • BPERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B23MACHINE TOOLS; METAL-WORKING NOT OTHERWISE PROVIDED FOR
    • B23KSOLDERING OR UNSOLDERING; WELDING; CLADDING OR PLATING BY SOLDERING OR WELDING; CUTTING BY APPLYING HEAT LOCALLY, e.g. FLAME CUTTING; WORKING BY LASER BEAM
    • B23K2103/00Materials to be soldered, welded or cut
    • B23K2103/18Dissimilar materials
    • B23K2103/20Ferrous 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)

Description

【0001】
【発明の属する技術分野】
本発明は、第1の金属部材と第2の金属部材とが液相拡散接合されてなる接合金属部材及びその部材の接合方法に関する技術分野に属する。
【0002】
【従来の技術】
従来より、例えばエンジンのシリンダヘッドにおいてバルブシートをシリンダヘッド本体の吸気及び排気用ポートの開口周縁部に接合する場合のように、金属部材同士を接合する方法としては焼ばめによる方法がよく知られている。
【0003】
また、例えば特開平8−100701号公報に示されているように、バルブシートとAl系シリンダヘッド本体とをAl−Zn系ろう材及びフッ化物系フラックスによりろう付け接合するようにすることが提案されている。
【0004】
さらに、例えば特開昭58−13481号公報に示されているように、両部材の接合面部における接触抵抗加熱を利用した抵抗溶接により金属部材同士を接合する方法が知られている。そして、この抵抗溶接では、例えば特開平6−58116号公報に示されているように、焼結材で構成されたバルブシートの空孔に金属を溶浸することによって、焼結材内部の発熱量を低減して接合面部での発熱量を増大させるようにすることや、例えば特開平8−270499号公報に示されているように、バルブシートの表面に皮膜を形成し、その皮膜をシリンダヘッド本体との結合時に溶融させるようにすることが提案されている。
【0005】
また、例えば特開平8−200148号公報に示されているように、バルブシートとシリンダヘッド本体とを、シリンダヘッド本体の接合面部に塑性変形層を形成しつつ溶融反応層を形成することなく固相拡散接合(圧接接合)するようにすることが提案されている。すなわち、この固相拡散接合方法では、接合過程で、バルブシート表面に形成したCu被膜とシリンダヘッド本体の材料との間で共晶合金層を生成させ、この共晶合金層が液相に変化するのに伴って該共晶合金層を接合面間から排出するようにしている。
【0006】
さらにまた、例えば特開昭62−199260号公報に示されているように、2つの金属母材の接合面間にろう材を介在させ、加熱してろう材と母材とを反応させて合金層を形成すると共に、加圧して未反応のろう材を接合面間から外部へ排出するようにすることが提案されている。
【0007】
【発明が解決しようとする課題】
しかし、上記従来例のように金属部材同士を焼ばめにより接合する方法では、接合される金属部材の脱落を確実に防止しかつ焼ばめ時の締付力に耐えるようにするために、その金属部材を比較的大きくしておく必要がある。このため、シリンダヘッドではバルブシートの肉厚や幅が大きくなり、ポート間隔を狭くしたりスロート径を大きくしたりするには限界がある。さらに、バルブシート及びシリンダヘッド本体間には断熱層が存在するので、熱伝導率が低くなってバルブ及びバルブシート近傍の温度を有効に低下させることができないという問題がある。
【0008】
また、単なるろう付けや抵抗溶接により金属部材同士を接合する方法では、両部材間の熱伝導率を向上させることはできるものの、基本的に接合強度が低く、しかも、Al系鋳物用ろう材は融点が低いので、耐熱性が低いという問題があり、バルブシートとシリンダヘッドとの接合に採用するのは困難である。特にろう付けによる接合方法では、炉の中で長時間加熱する必要があるので、インライン化対応も不可能であり、事前に熱処理を施したAl系部材ではその熱処理効果が失われてしまう。
【0009】
一方、上記固相拡散接合方法では、焼ばめによる接合方法よりもバルブシートを格段に小形化することができ、エンジンの設計自由度を向上させることができるという利点を有するものの、固相拡散接合であるため、特にAl系のシリンダヘッド本体とFe系のバルブシートとの接合では、Fe−Alという脆い金属間化合物の発生を抑えつつFe及びAlの原子を拡散させるという相反することを行う必要があるため、接合条件の厳格な管理を必要とするという難点があると共に、接合強度の向上にも限界がある。
【0010】
また、ろう材と母材とを反応させて合金層を形成すると共に、未反応のろう材を接合面間から外部へ排出する方法では、両母材が該両母材にそれぞれ形成される合金層同士を介して接合されるので、接合強度の向上化を図れる可能性はあるものの、ろう材が共晶組成から大きく外れた組成である場合には、初期の段階で低融点成分(共晶成分)のみが溶融排出されて高融点成分が残存するため、ろう材を完全に溶融させるには多くの熱量を必要とする。この場合には、接合時間が長くなると共に、母材の接合面部が軟化してしまい、この軟化により、加圧力を高くしても接合面部の酸化皮膜を破壊させる効果が減少し、しかも、ろう材の排出効果も減少する。この結果、この方法においても、上記固相拡散接合方法と同様に、接合強度の向上には限界がある。
【0011】
本発明は斯かる諸点に鑑みてなされたものであり、その目的とするところは、第1の金属部材と第2の金属部材とを接合する場合に、上記従来の接合方法を改良することによって、接合条件の厳格な管理を不要としつつ、短時間で従来のものよりも安定した高い接合強度を有する接合金属部材が容易に得られるようにすることにある。
【0012】
【課題を解決するための手段】
上記の目的を達成するために、この発明では、第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材よりも融点が低くかつ第2の金属部材との共晶組成ないしその近傍組成からなるろう材と第1の金属部材との拡散層と、ろう材における第2の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するように溶融拡散して形成されたろう材と第2の金属部材との拡散層とを介した状態で液相拡散接合することで、該両拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成するようにした。
【0013】
具体的には、請求項1の発明では、第1の金属部材と第2の金属部材とを接合する接合方法を対象とする。
【0014】
そして、予め上記第1の金属部材の接合面部に、上記両金属部材よりも融点が低くかつ第2の金属部材との共晶組成ないしその近傍組成からなるろう材と上記第1の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成しておく工程と上記ろう材層を形成する工程後に、上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の通電に伴う発熱による上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、該第2の金属部材の接合面部を塑性流動させるとともに、上記ろう材における第2の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するようにろう材及び第2の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散接合を行うことで、該両拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成する工程とを含み、上記ろう材層を形成する工程は、ろう材浴中の第1の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、上記第1の金属部材に上記ろう材層及び上記ろう材と第1の金属部材との拡散層を形成する工程であるものとする
【0015】
このことにより、ろう材は共晶組成ないしその近傍組成からなるので、共晶線に達すると一斉に固相から液相に変化して第2の金属部材側に拡散し、第2の金属部材と拡散層を形成する。この拡散によりろう材は高融点化して凝固すると共に、溶融状態にある未反応のろう材は加圧により排出され、両拡散層を介した状態で第1の金属部材と第2の金属部材とが液相拡散接合する。このとき、ろう材は最も低い温度で溶融するため、最小限の入熱により短時間でろう材を溶融させることができ、接合時間を短縮化することができる。また、両金属部材間の抵抗発熱により容易にろう材を加熱溶融することができる。しかも、第2の金属部材の軟化を抑制することができ、高い加圧力を印加することで、第2の金属部材表面部の酸化被膜を破壊させることができると共に、その酸化被膜や汚れ等をろう材と共に確実に排出することができる。したがって、両拡散層が不純物を介さずに直接的に接合され、両金属部材の接合強度を確実に向上させることができる。また、固相拡散接合のように接合過程で共晶化するものではないので、短時間の低入熱でも接合の安定性を向上させることができると共に、ろう材を溶融しかつ排出することが可能なように加圧力や加熱量を設定するだけで済むので、高い接合強度が得られる条件範囲は広くなる。さらに、ろう材は第2の金属部材との拡散層の形成により高融点化しているので、接合層の融点を高くすることができる。よって、インラインの作業で、接合強度が安定的に高くかつ使用したろう材以上の耐熱性を有する接合金属部材を得ることができる。
【0016】
さらにまた、ろう材層を形成する工程では、超音波によるキャビテーション作用により第1の金属部材の表面部の酸化被膜やメッキ層が破壊されるので、ろう材を第1の金属部材の表面部に擦りつけるという機械的な摩擦を利用する方法よりも確実にろう材を第1の金属部材側に拡散させることができる。また、ろう材浴中に浸漬するだけの溶融メッキ方法では、第1の金属部材に確実にろう材層及び拡散層を形成するには長時間を必要とし、後述の請求項9の発明のように拡散層の厚さを1μm以下にすることが容易ではないのに対し、この発明の方法では、短時間でろう材層及び拡散層を確実に形成することができる。さらに、フラックスを用いたろう付けを行う場合のようなフラックス除去のための後工程が不要である。よって、簡単な方法で、接合強度のより高い接合金属部材が得られる。
【0017】
また、第2の金属部材の接合面部を塑性流動させることで、第2の金属部材表面の酸化被膜が効果的に破壊されて接合面から排出されるので、ろう材を第2の金属部材側に確実に拡散させることができると共に、第2の金属部材の表面を特に保護しておく必要はない。一方、第2の金属部材の塑性流動は、第1及び第2の金属部材を加圧するときにその加圧力を利用することで容易に行うことができ、特別な手段は不要である。よって、簡単な方法でろう材と第2の金属部材との拡散層を確実に形成することができ、接合金属部材の接合強度のさらなる向上化を図ることができる。
【0018】
さらに、ろう材と第1の金属部材との拡散層及びろう材と第2の金属部材との拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成することで、両拡散層同士の結合が合金部によりさらに強められ、接合強度をより一層高めることができる。
【0019】
請求項の発明では、請求項の発明において、第1の金属部材は、Fe系材料からなり、第2の金属部材は、Al系材料からなり、ろう材は、Zn系材料からなるものとする。
【0020】
この発明により、Zn系のろう材はFe系の第1の金属部材とFe−Znの拡散層を、またAl系の第2の金属部材とAl−Znの拡散層をそれぞれ容易に形成する。また、両拡散層を介した接合であるので、Fe−Alという脆い金属間化合物が生成するのを有効に防止することができる。よって、請求項1の発明における接合方法に最適な材料の組合せが得られる。
【0021】
請求項の発明では、請求項の発明において、ろう材は、Znが92〜98重量%のZn−Al系合金からなるものとする。
【0022】
このことで、ろう材を400℃以下で溶融させることができ、Fe系の第1の金属部材が変形するのを防止することができると共に、Al系の第2の金属部材が溶融したり軟化したりするのを確実に防止することができる。よって、Fe系金属部材とAl系金属部材とを接合する場合に、融点が低くて取り扱いの簡単なろう材の具体的材料が容易に得られる。
【0023】
請求項の発明では、請求項の発明において、ろう材は、Znが95重量%のZn−Al共晶合金からなるものとする。こうすることで、ろう材の融点を最も低くすることができ、Fe系金属部材とAl系金属部材との接合時に最適なろう材が得られる。
【0024】
請求項の発明では、請求項1〜のいずれか1つの発明において、第1の金属部材は、焼結材であるものとする。このようにすることで、第1の金属部材を所定の形状に簡単に製造することができる。
【0025】
請求項の発明では、請求項の発明において、第1の金属部材は、焼結鍛造材であるものとする。
【0026】
こうすることで、焼結により生じた第1の金属部材内部の空孔が鍛造によって潰されるので、両金属部材を加圧してろう材を排出するときにその力の一部が上記空孔を潰すのに使われるということはなく、加圧力の全てが直接的にろう材を排出するのに使用される。よって、ろう材が効果的に排出され、接合金属部材の接合強度をより一層向上させることができる。
【0027】
請求項の発明では、請求項又はの発明において、ろう材層を形成する工程の前に、予め第1の金属部材の内部に高電気伝導率材料を溶浸する工程を更に含むものとする
【0028】
この発明により、高電気伝導率材料が第1の金属部材内部の空孔に溶浸するので、鍛造と同様の効果が得られると共に、通電時に第1の金属部材内部の発熱を抑制してろう材を有効に溶融させることができる。よって、接合金属部材の接合強度を有効に向上させることができる。
【0029】
請求項の発明では、請求項の発明において、高電気伝導率材料は、Cu系材料であるものとする。このことで、コストの低い高電気伝導率材料の具体的材料が容易に得られる。
【0030】
請求項の発明では、請求項1〜のいずれか1つの発明において、ろう材層を形成する工程において、第1の金属部材に、ろう材と第1の金属部材との拡散層における厚さが1μm以下となるように、ろう材層及び該拡散層を形成するようにする。
【0031】
このことにより、ろう材と第1の金属部材とが拡散し過ぎるのを抑えることができ、その拡散層において第1の金属部材の割合が多くなってろう材の組成が共晶組成から大きく外れるのを防止することができる。また、このように共晶組成から外れたろう材が多くなるのを防止することができる。この結果、ろう材の組成を共晶組成ないしその近傍組成に維持しておくことができる。よって、第2の金属部材表面部における酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果が確実に得られ、両金属部材の接合強度をより一層向上させることができる。
【0032】
請求項10の発明では、Fe系材料からなる第1の金属部材とAl系材料からなる第2の金属部材とを接合する接合方法を対象とする。
【0033】
そして、予め上記第1の金属部材の接合面部に、Znが95重量%のZn−Al共晶合金からなるろう材と上記第1の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成しておく工程と、上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の通電に伴う発熱による上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、該第2の金属部材の接合面部を塑性流動させるとともに、上記ろう材におけるAl成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するようにろう材及び第2の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散接合を行うことで、該両拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成する工程とを含み、上記ろう材層を形成する工程は、ろう材浴中の第1の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、上記第1の金属部材に上記ろう材層及び上記ろう材と第1の金属部材との拡散層を形成する工程であるものとする。
【0034】
この発明により、Fe系金属部材とAl系金属部材とを最も容易かつ確実な方法で接合することができ、その接合強度を安定向上させかつろう材以上に耐熱性を向上させることができる。
【0035】
請求項11の発明は、第1の金属部材と第2の金属部材とが接合されてなる接合金属部材の発明である。
【0036】
そして、この発明では、上記第1の金属部材と第2の金属部材とは、該第1の金属部材の接合面部に形成された、上記両金属部材よりも融点が低くかつ第2の金属部材との共晶組成ないしその近傍組成からなるろう材と第1の金属部材との拡散層と、該第2の金属部材の接合面部に、上記ろう材における第2の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するように溶融拡散して形成されたろう材と第2の金属部材との拡散層とを介した状態で液相拡散接合されており、上記ろう材と第1の金属部材との拡散層及びろう材と第2の金属部材との拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部が形成されているものとする。このことで、請求項1の発明と同様の作用効果を得ることができる。
【0037】
請求項12の発明では、請求項11の発明において、第1の金属部材は、Fe系材料からなり、第2の金属部材は、Al系材料からなり、ろう材は、Zn系材料からなるものとする。このことにより、請求項の発明と同様に、請求項11の発明の接合金属部材として最適な材料の組合せが得られる。
【0038】
請求項13の発明では、請求項12の発明において、ろう材は、Znが92〜98重量%のZn−Al系合金からなるものとする。このようにすることで、請求項の発明と同様の作用効果が得られる。
【0039】
請求項14の発明では、請求項13の発明において、ろう材は、Znが95重量%のZn−Al共晶合金からなるものとする。こうすることで、請求項の発明と同様の作用効果が得られる。
【0040】
請求項15の発明では、請求項1114のいずれか1つの発明において、第1の金属部材は、内部に高電気伝導率材料が溶浸された焼結材であるものとする。この発明により、請求項の発明と同様の作用効果を得ることができる。
【0041】
請求項16の発明では、請求項15の発明において、第1の金属部材は、焼結鍛造材であるものとする。このことにより、請求項の発明と同様の作用効果を得ることができる。
【0042】
請求項17の発明では、請求項15又は16の発明において、高電気伝導率材料は、Cu系材料であるものとする。このことで、請求項の発明と同様の作用効果が得られる。
【0043】
請求項18の発明では、請求項1117のいずれか1つの発明において、ろう材と第1の金属部材との拡散層における厚さが、1μm以下に設定されているものとする。こうすることで、請求項の発明と同様の作用効果が得られる。
【0044】
請求項19の発明では、請求項1118のいずれか1つの発明において、第1の金属部材は、エンジンのバルブシートであり、第2の金属部材は、シリンダヘッド本体であり、接合金属部材は、上記バルブシートがシリンダヘッド本体のポート開口周縁部に接合されてなるシリンダヘッドであるものとする。
【0045】
この発明により、焼ばめによる接合方法よりもバルブシートを格段に小形化することができるので、ポート間隔を狭くしたりスロート径を大きくしたりすることができる。また、断熱層が生じることはなくてバルブ近傍の熱伝導率を向上させることができ、しかも、ポート間の冷却水通路をバルブシート側により近づけることが可能であるので、バルブシート近傍の温度を有効に低下させることができる。さらに、グロープラグやインジェクタをポート間に配設したとしても、その間の肉厚を十分に確保することができる。よって、エンジンの性能及び信頼性を向上させることができ、請求項1118の発明の有効な利用化を図ることができる。
【0046】
請求項20の発明では、Fe系材料からなる第1の金属部材とAl系材料からなる第2の金属部材とが接合されてなる接合金属部材を対象とする。
【0047】
そして、上記第1の金属部材と第2の金属部材とは、該第1の金属部材の接合面部に形成された、Znが95重量%のZn−Al共晶合金からなるろう材と第1の金属部材との拡散層と、該第2の金属部材の接合面部に、上記ろう材におけるAl成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するように溶融拡散して形成されたろう材と第2の金属部材との拡散層とを介した状態で液相拡散接合されており、上記ろう材と第1の金属部材との拡散層及びろう材と第2の金属部材との拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部が形成されているものとする。このことで、請求項10の発明と同様の作用効果が得られる。
【0048】
【発明の実施の形態】
(実施形態1)
図1は、本発明の実施形態1に係る接合金属部材としてのエンジンのシリンダヘッド1の要部を示し、このシリンダヘッド1は、第2の金属部材としてのシリンダヘッド本体2における4つの吸気及び排気用ポート2b,2b,…の開口周縁部つまりバルブが当接する位置に略リング状のバルブシート3,3,…(第1の金属部材)が後述の如く接合されてなるものである。上記各ポート2bの開口周縁部はシリンダヘッド1の下側から見て略正方形状に並べられており、その各開口周縁部は各バルブシート3との接合面部2aとされている。
【0049】
上記各バルブシート3の内周面部はバルブ当接面部3cとされて、バルブ上面の形状に沿うように上方に向かって径が小さくなるテーパ状に形成されている。また、各バルブシート3の外周面部は、シリンダヘッド本体2との第1接合面部3aであって、上記シリンダヘッド本体2の接合面部2aにより包囲されかつ内周面と同様にテーパ状に形成されている。さらに、各バルブシート3の上面部は、シリンダヘッド本体2との第2接合面部3bであって、内周側に向かって上方に傾斜している。
【0050】
上記各バルブシート3はFe系材料からなる焼結材であり、その内部には高電気伝導率材料としてのCu系材料が溶浸されている。この各バルブシート3のシリンダヘッド本体2との第1及び第2接合面部3a,3bには、図2に模式的に示すように、Zn−Al共晶合金(約95重量%のZn成分と約5重量%のAl成分(後述するシリンダヘッド本体2の材料成分)との共晶組成)からなるろう材と該バルブシート3との拡散層である鉄側溶融反応層5が形成されている。すなわち、この鉄側溶融反応層5は、上記ろう材のZn成分がバルブシート3側に拡散することにより形成されたFe−Znからなっている。
【0051】
一方、上記シリンダヘッド本体2はAl系材料からなり、このシリンダヘッド本体2の各バルブシート3との接合面部2aには上記ろう材と該シリンダヘッド本体2との拡散層であるアルミ側溶融反応層6が形成されている。すなわち、このアルミ側溶融反応層6は、上記ろう材のZn成分が溶融状態でシリンダヘッド本体2側に液相拡散することにより形成されたAl−Znからなっている。尚、上記ろう材の融点は、各バルブシート3及びシリンダヘッド本体2よりも低い。
【0052】
そして、上記各バルブシート3とシリンダヘッド本体2とは、上記鉄側溶融反応層5及びアルミ側溶融反応層6を介して液相拡散接合されており、この鉄側溶融反応層5の厚さは1μm以下に設定されている。上記鉄側溶融反応層5及びアルミ側溶融反応層6のトータルの厚さとしては、0.3〜1.0μm程度が好ましい。また、鉄側溶融反応層5及びアルミ側溶融反応層6間の少なくとも一部(実際には、略全ての部分)には、該両溶融反応層5,6同士の合金部が形成されている。この合金部の組成は、Al:5〜10%、Zn:約10%、Fe:残部、となっており、両溶融反応層5,6及び合金部の組成は全体に亘ってなだらかに傾斜している。
【0053】
以上の構成からなるシリンダヘッド1において各バルブシート3をシリンダヘッド本体2の各ポート2b開口周縁部(接合面部2a)に接合してシリンダヘッド1を製造する方法を説明する(尚、以下の製造工程では、シリンダヘッド本体2及びバルブシート3の天地は逆になっている)。
【0054】
先ず、Fe系材料の粉末を焼結することによってバルブシート3を作製する。このとき、バルブシート3は、図3に示すように、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2の接合時の加圧力に耐え得るように、その内周側及び上側(図1では下側)に肉厚が厚くなるように形成されている。すなわち、この段階ではバルブ当接面部3cは形成せず、内周面は真っ直ぐに上方に延びるように、また上面は略水平状となるようにそれぞれ形成する。さらに、シリンダヘッド本体2との第1接合面部3aのテーパ角(図3のθ1)は約0.52rad(30°)に、また第2接合面部3bの傾斜角(図3のθ2)は約0.35rad(20°)にそれぞれ形成する。すなわち、上記第1接合面部3aのテーパ角θ1は、小さすぎると、バルブシート3をシリンダヘッド本体2に埋め込むのは容易ではあるが、シリンダヘッド本体2の接合面部2aにおける酸化皮膜破壊作用効果が低下する一方、大きすぎると、バルブシート3の埋め込みが困難になると共に、バルブシート3の最外径が大きくなりすぎて2つのポート2b,2bの間隔を狭くすることができなくなるので、約0.52rad(30°)に設定している。
【0055】
そして、Cu系材料の粉末を焼結することによって上記バルブシート3と略同径のリングを作製した後、このリングを上記焼結したバルブシート3の上面に載せた状態で加熱炉に入れて溶融させることによりバルブシート3の内部にCu系材料を溶浸させる。この後、バルブシート3の上記第1及び第2接合面部3a,3bを含む表面部全体に、酸化被膜形成防止等の観点からCuメッキ層(2μm程度)を施しておく。
【0056】
続いて、図5(a)に模式的に示すように、上記バルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3bに鉄側溶融反応層5を介してろう材層7を形成する。このとき、バルブシート3に、鉄側溶融反応層5の厚さが1μm以下となるようにする。このようにバルブシート3に鉄側溶融反応層5及びろう材層7を形成するには、ろう材浴中のバルブシート3の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティング(超音波メッキ)する。すなわち、図6に示すように、振動板11の一端部を超音波発振機12に取り付け、上記バルブシート3をこの振動板11の他端部の上面に載せた状態で有底状容器13内のろう材浴14に浸漬する。この状態で上記超音波発振機12から振動板11を介して超音波振動をバルブシート3に付与すると、超音波によるキャビテーション作用によりバルブシート3の表面部のCuメッキ層や僅かに形成されていた酸化被膜が破壊され、ろう材のZn成分がバルブシート3側に拡散してFe−Znからなる鉄側溶融反応層5が形成されると共に、この鉄側溶融反応層5の表面側にろう材層7が形成される。このことで、ろう材をバルブシート3の表面部に擦りつけるという機械的な摩擦を利用する方法(摩擦ハンダ法)よりも確実かつ容易に鉄側溶融反応層5を形成することができる。ここで、上記超音波メッキの条件としては、例えば、ろう材浴温度を400℃、超音波出力を400W、超音波振動付与時間を20秒にそれぞれ設定すればよい。尚、フラックス等の酸化被膜を破壊する手段を用いて、バルブシート3をろう材浴14に浸漬するだけの溶融メッキ方法でも鉄側溶融反応層5及びろう材層7を形成することはできるが、超音波メッキの方がより簡単かつ確実に鉄側溶融反応層5の厚さを1μm以下にすることができる。
【0057】
次に、上記バルブシート3を、予め鋳造等により作製しておいたシリンダヘッド本体2のポート2b開口周縁部つまりバルブシート3との接合面部2aに接合する。このとき、シリンダヘッド本体2の接合面部2aは、図4(a)に示すように、接合完了時の形状(バルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3bと同じ形状)とは異なり、約0.79rad(45°)のテーパ角を有している。
【0058】
そして、バルブシート3をシリンダヘッド本体2の接合面部2aに接合するには、図7に示すように、市販のプロジェクション溶接機を改良した接合装置20を用いて行う。この接合装置20は、略コ字状の支持本体21を有しており、この支持本体21の上下水平部21a,21bは片側の鉛直部21cのみに支持された片持ち状とされて、鉛直部21cと反対側は開口状とされている。上記支持本体21の上側水平部21aの下部には加圧シリンダ22が設けられ、この加圧シリンダ22の下側には、加圧シリンダ22のシリンダロッド23に取り付けられかつこのシリンダロッド23と同一軸上を上下移動可能な略円筒状のCu製上側電極24が設けられている。一方、上記下側水平部21bの上側には、移動台27を介してCu製下側電極25が上側電極24に対向した状態で設けられ、この下側電極25の斜めに傾いた上面にシリンダヘッド本体2を、その接合面部2aがシリンダヘッド本体2の上側となるように載せることが可能とされている。上記移動台27の下側水平部21bに対する水平方向位置と下側電極25の上面の傾きとは調整可能とされており、バルブシート3を接合する接合面部2aの中心軸が鉛直方向となりかつ上側電極24の中心軸に略一致するように調整する。
【0059】
上記上側及び下側電極24,25は、支持本体21の鉛直部21c内に収納された溶接電源26にそれぞれ接続され、下側電極25上面におけるシリンダヘッド本体2の接合面部2aにバルブシート3を載せた状態でそのバルブシート3の上面部に上側電極24を当接させてバルブシート3及びシリンダヘッド本体2を加圧シリンダ22により加圧しつつ上記溶接電源26をONすると、電流がバルブシート3からシリンダヘッド本体2へと流れるようになっている。そして、上記上側電極24のバルブシート3上面部に当接する下面部には、図8(a)及び(b)に拡大して示すように、支持本体21の鉛直部21cと反対側(支持本体21の開口側)に非通電部としての切欠部28が形成されている。
【0060】
上記シリンダヘッド本体2を上記接合装置20の下側電極25上面に載せ、バルブシート3を接合する接合面部2aの中心軸が上側電極24と略一致するように移動台26の水平方向位置と下側電極24上面の傾きとを調整した後、その接合面部2a上にバルブシート3を載せる。このとき、図4(a)に示すように、バルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3bの角部のみがシリンダヘッド本体2の接合面部2aに当接している状態にある。
【0061】
次いで、加圧シリンダ22の作動により上側電極24を下側に移動させて上記バルブシート3の上面に当接させ、この状態からバルブシート3及びシリンダヘッド本体2の加圧を開始する。この加圧力は29420N(3000kgf)程度が望ましい。そして、図9に示すように、この加圧力を保持しながら、加圧開始から約1.5秒経過後に溶接電源26をONしてバルブシート3及びシリンダヘッド本体2間の通電に伴う抵抗発熱によりろう材層7におけるろう材の融点以上の温度への加熱を行い、そのろう材を溶融させる。この電流値は70kA程度が望ましい。
【0062】
このとき、ろう材は約95重量%のZn成分と約5重量%のAl成分との共晶組成からなるので、その融点は、図11に示すように、約380℃と極めて低く、通電開始から直ぐに共晶線に達して一斉に溶融する。一方、加圧により、図4(b)に示すように、バルブシート3の第1接合面部3aと第2接合面部3bとの角部がシリンダヘッド本体2の接合面部2aを塑性流動させながらバルブシート3がシリンダヘッド本体2に埋め込まれていく。このことで、シリンダヘッド本体2の接合面部2aの酸化被膜が破壊され、溶融したろう材のZn成分がシリンダヘッド本体2側に液相拡散してAl−Znからなるアルミ側溶融反応層6を形成する(図5(b)参照)。この拡散により、ろう材はZn成分の割合が低下(Al成分の割合が増加)するので、500℃程度以上まで高融点化(図11参照)して凝固すると共に、溶融状態にある未反応のろう材は、図5(c)に示すように、バルブシート3の第1及び第2接合面部3a,3bとシリンダヘッド本体2の接合面部2aとの間から上記酸化被膜や汚れと共に加圧により排出される。このため、ろう材層7を介さずに鉄側溶融反応層5及びアルミ側溶融反応層6が直接的に接合され、その両溶融反応層5,6間で拡散がより一層促進される。しかも、両溶融反応層5,6を介することでFe−Alという脆い金属間化合物が生成するのを有効に防止することができる。また、鉄側溶融反応層5及びアルミ側溶融反応層6間の殆ど全ての部分に両溶融反応層5,6同士の合金部が形成される。
【0063】
したがって、バルブシート3とシリンダヘッド本体2とは、短時間で鉄側溶融反応層5及びアルミ側溶融反応層6を介して液相拡散接合され、ろう材を溶融するための入熱量は最小限で済む。また、超音波メッキによりバルブシート3に、鉄側溶融反応層5の厚さが1μm以下となるように鉄側溶融反応層5及びろう材層7を形成しているので、鉄側溶融反応層5においてFe成分の割合が多くなってろう材の組成が共晶組成ないしその近傍組成から大きく外れるのを防止することができると共に、このように共晶組成ないしその近傍組成から外れたろう材が多くなるのを防止することができる。このため、ろう材の組成を共晶組成ないしその近傍組成のまま維持しておくことができる。この結果、少ない入熱量で接合することができるため、バルブシート3の変形やシリンダヘッド本体2の軟化を抑制することができ、酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果を有効に高めることができる。よって、バルブシート3とシリンダヘッド本体2との結合強度を非常に高くすることができる。また、ろう材がシリンダヘッド本体2側に拡散することにより、そのろう材の融点は500℃程度以上まで高くなっているので、接合後は使用したろう材の融点以上の耐熱性を有することになる。
【0064】
さらに、バルブシート3の内部に、高電気伝導率のCu系材料が溶浸されているので、焼結材内部の空孔がCu系材料で満たされ、加圧力の一部が上記空孔を潰すのに使われるということはなく、加圧力の全てが直接的にシリンダヘッド本体2の接合面部2aを塑性流動させかつろう材を排出するのに使用されると共に、通電時にバルブシート3内部の発熱を抑制してろう材を有効に溶融させることができる。
【0065】
また、支持本体21の上下水平部21a,21bは片持ち状とされて、その上下水平部21a,21bの撓みにより加圧力は支持本体21開口側が低くなり、その分だけ各接合面部2a、3a,3bにおける支持本体21開口側に相当する部分の接触抵抗が高くなっているので、開口側の発熱量が過大となり、シリンダヘッド本体2が局部的に溶融してバルブシート3との隙間が生じることがある。これを防止するため、上述の如く、上側電極24の下面部において支持本体21開口側に切欠部28を形成してもよい。この場合、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2の支持本体21開口側に相当する部分では電流値が小さくなる。このため、シリンダヘッド本体2における支持本体21の開口側が局所的に溶融してバルブシート3との間に隙間が生じるということはない。また、加圧シリンダ22のシリンダロッド23と上側電極24との中心軸が一致しているので、それらが一致していない装置に比べて上側電極24全体における加圧力の差や上側電極24の水平方向位置の変化を小さくすることができ、切欠部28の切欠きの程度は少なくて済むと共に、シリンダヘッド本体2の接合面部2aに対するバルブシート3の芯ずれを防止することができる。尚、上記切欠部28を設ける代わりに上側電極24の下面部に絶縁部材を貼り付けることでも、シリンダヘッド本体2の局所的な溶融を防止することができる。
【0066】
続いて、通電の開始から1.5〜2.5秒経過後に溶接電源26をOFFして通電を停止すると、バルブシート3はシリンダヘッド本体2の接合面部2aに完全に埋め込まれた状態となる(図4(c)参照)。このとき、加圧は停止しないでそのまま継続させる。すなわち、アルミ側溶融反応層6が完全に凝固冷却するまで加圧力を保持して、バルブシート3とシリンダヘッド本体2との熱膨張率が異なることによる各接合面部2a、3a,3bでの剥離や割れを防止する。
【0067】
尚、図10に示すように、通電の停止と略同時に加圧力を低下させるのがより望ましい。すなわち、大きな加圧力では変形能が小さくなる凝固直後において加圧により各接合面部2a、3a,3bで割れが生じる可能性が高いので、収縮変形に追従させ得る程度の加圧力まで低下させて、加圧による凝固後の各接合面部2a、3a,3bでの割れを確実に防止する。
【0068】
その後、通電の停止から約1.5秒経過後に加圧を停止することによりバルブシート3とシリンダヘッド本体2との接合が完了する。続いて、同じシリンダヘッド本体2において同様の作業を繰り返して残り3つの接合面部2a,2a,…に各バルブシート3を接合する。
【0069】
最後に、各バルブシート3の内周面部や上面部等を切削加工することでバルブ当接面部3cを形成する等して所定の形状に仕上げる。このことにより、シリンダヘッド本体2の各ポート2b開口周縁部に各バルブシート3が接合されたシリンダヘッド1が完成する。
【0070】
したがって、上記実施形態1では、バルブシート3とシリンダヘッド本体2とを、通電に伴う発熱及び加圧により、鉄側溶融反応層5及びアルミ側溶融反応層6を介して液相拡散接合するようにしたので、接合強度が高くかつ使用したろう材以上の耐熱性を有するシリンダヘッド1を短時間で得ることができる。また、ろう材を溶融しかつ排出することが可能なように加圧力や電流値を設定するだけで済むので、高い接合強度が得られる条件範囲が広い。しかも、焼ばめによる接合方法よりもバルブシート3を格段に小形化することができるので、2つのポート2b,2bの間隔を狭くしたりスロート径を大きくしたりすることができる。さらに、断熱層が生じることはなくてバルブ近傍の熱伝導率を向上させることができ、しかも、ポート2b,2b間に設けた冷却水通路をバルブシート側により近づけることが可能であるので、バルブ近傍の温度を有効に低下させることができる。さらに、グロープラグやインジェクタをポート2b,2b間に配設したとしても、その間の肉厚を十分に確保することができる。よって、エンジンの性能、信頼性及び設計の自由度を向上させることができる。
【0071】
尚、上記実施形態1では、各バルブシート3を焼結により製造してその内部にCu系材料を溶浸するようにしたが、各バルブシート3内部の密度がある程度確保されていれば、必ずしも溶浸する必要はない。また、各バルブシート3を、焼結した後に鍛造を行って得られる焼結鍛造材とすることにより、溶浸するのと同様に、バルブシート3内部の空孔をなくすことができるので、ろう材を効果的に排出することができる
【0072】
さらに、上記実施形態1では、ろう材を共晶組成からなるものとしたが、その近傍の組成であってもよく、この場合、Znの割合が92〜98重量%とすれば、ろう材の融点を400℃以下にすることができ、バルブシート3の変形又はシリンダヘッド本体2の溶融若しくは軟化を確実に防止することができ、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2の接合強度を有効に向上させることができる。
【0073】
(実施形態2)
図12は本発明の実施形態2を示し、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2の接合時における通電の制御方法が上記実施形態1と異なる。
【0074】
すなわち、この実施形態では、一定の電流値で連続して電流を流すのではなく、大小の電流値の繰り返しからなるパルス通電としたものである。このパルス通電の大きい側の電流値は約70kAで一定であり、小さい側の電流値は0に設定している。また、大電流値パルスの通電時間は0.25〜1秒であり、小電流値パルスの通電時間(電流を流していない時間)は0.1〜0.5秒程度である。さらに、大電流値パルス数は3〜9パルス(図12では4パルス)が望ましい。尚、加圧開始から最初の大電流値パルスの通電開始までの時間及び最後の大電流値パルスの通電停止から加圧停止までの時間は上記実施形態1と同じ1.5秒である。
【0075】
このようなパルス通電を行ったときのバルブシート3の温度変化を図13に示す。つまり、Fe系材料からなるバルブシート3の熱容量はかなり小さいために、バルブシート3の抵抗発熱による温度上昇が激しく、特にその上下方向中央部では、上側電極24やシリンダヘッド本体2への放熱が容易な上下端部に比べて放熱し難く、最初の大電流値パルスの通電時には、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2間の接触抵抗が高いので、抵抗発熱量も大きくてバルブシート3の上下方向中央部の温度は、その最初の大電流値パルスの通電停止時にはA1変態点以上となっている。この段階で、バルブシート3はシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態となっているので、通電を完全に停止することも可能であるが、バルブシート3はA1変態点以上の温度から急激に冷却されるので、その上下方向中央部には焼きが入って硬さが上昇してしまうことになる。
【0076】
そこで、温度が少し低下した時点で2回目の大電流値パルスの通電を行う。このとき、最初の大電流値パルスの通電時とは異なり、冶金的接合により接触抵抗が小さくなって抵抗発熱量は減少し、放熱も行われるので、最初と同じ電流値であってもそれ程温度上昇はせず、このことを繰り返すことにより、徐冷されるため、バルブシート3の硬さは殆ど上昇しない。
【0077】
したがって、上記実施形態2では、パルス通電によりバルブシート3の上下方向中央部の温度を徐々に低下させるようにしたので、バルブシート3の硬さが大きく上昇することはなく、その内周面部を切削加工するときの加工性の悪化を防止することができる。また、バルブ当接面部3cが硬くなりすぎることによってバルブが摩耗し易くなるのを有効に抑制することができる。
【0078】
尚、上記実施形態2では、パルス通電の大電流値を一定とし、小電流値を0としたが、これに限らず、例えば、図14(a)に示すように、大電流値を段階的に低下させていってもよく、図14(b)に示すように、小電流値を0とせずに大電流値と0との中間値に設定してもよい。また、図14(c)に示すように、最初の大電流値パルスの通電に続いて小電流値パルス(図14(c)では0)を通電した後、電流値を時間に対して比例して減少させる連続通電に切り替えてもよく、最初の大電流値パルスの通電停止後は、バルブシート3を徐冷可能であれば、どのような通電制御を行ってもよい。
【0079】
また、バルブシート3の上側電極24への放熱を向上させるために、その上側電極24内に冷却水を通して水冷するようにすることが望ましい。さらに、図15に示すように、上側電極24の下部に、バルブシート3の内周面部に対向する円筒状の突起部31を設け、この突起部31の外周部に円周方向に略等間隔に設けた複数のノズル32,32,…から上側電極24内の冷却水をバルブシート3の内周面部に噴霧するようにしてもよい。このことで、バルブシート3の上下方向中央部を有効に冷却し、バルブシート3がA1変態点以上に過熱されるのを防止することができる。
【0080】
(実施形態3)
図16は本発明の実施形態3を示し、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2の接合時における通電の制御方法を上記実施形態1,2と異ならせたものである。
【0081】
すなわち、この実施形態では、接合装置20が、バルブシート3の高さ方向の位置を検出するシート位置検出手段としてのリミットスイッチ(図示せず)を有し、バルブシート3がシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態となる接合位置で上記リミットスイッチが作動するように構成されている。そして、通電を開始した後、このリミットスイッチが作動すると、通電開始時の初期電流値(約70kA)よりも小さい一定の電流値に切り替えて通電するようになっている。そして、切り替え後の通電の停止は時間で行われ、初期電流値の通電開始から1.5〜5秒で停止するようになっている。
【0082】
このようにバルブシート3がシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態で小さい電流値に切り替えるという通電制御を行った場合の挙動について説明する。
【0083】
先ず、通電開始時には、上記実施形態2で説明したように、バルブシート3はAl系材料からなるシリンダヘッド本体2よりも格段に温度が上昇するので、熱膨張率(線膨張係数)がシリンダヘッド本体2よりも小さいにも拘らず、熱膨張量は大きい。このため、バルブシート3がシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態で通電を完全に停止すると、バルブシート3の収縮量がシリンダヘッド本体2よりも大きいので、バルブシート3に引張の熱応力が生じる。
【0084】
そこで、初期電流値よりも小さい電流値に切り替えて通電を行うと、上記実施形態2と同様に、バルブシート3の温度は徐々に低下していく。一方、シリンダヘッド本体2の温度はバルブシート3からの熱により上昇するので、バルブシート3とシリンダヘッド本体2との温度差は小さくなる。この状態で、通電を停止すれば、収縮量の差は小さくなり、バルブシート3に生じる熱応力を低減することができる。
【0085】
したがって、上記実施形態3では、バルブシート3がシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態で初期電流値よりも小さい電流値に切り替えるようにしたので、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2の熱容量及び熱膨張率の差に起因して生じる熱膨張量(収縮量)の差を小さくすることができる。よって、バルブシート3に生じる引張の熱応力を低減し、その内周面部に縦クラックが発生するのを防止することができる。
【0086】
尚、上記実施形態3では、リミットスイッチの作動による切替後の電流値を一定としたが、これに限らず、例えば、図17(a)に示すように、切替後の電流値を時間に対して比例するように低下させていってもよく、図17(b)に示すように、上記実施形態2と同様に、リミットスイッチの作動後は大電流値が初期電流値よりも小さいパルス通電としてもよい。さらに、上記実施形態2と同じ通電制御方法であっても、同様の作用効果を得ることができる。
【0087】
また、上記実施形態3では、リミットスイッチによりバルブシート3の高さ方向の位置を検出して電流値を切り替えるようにしたが、光センサ等の位置検出手段を用いてもよく、位置を検出する代わりに時間で電流値を切り替えるタイミングを制御してもよい。この場合、通電開始から0.25〜1秒(より望ましくは0.25〜0.5秒)で電流値を切り替えるのが望ましく、この時間であればバルブシート3がシリンダヘッド本体2に殆ど完全に埋め込まれた状態で切り替わることになる。
【0088】
さらに、バルブシート3をシリンダヘッド本体2に接合する前に、シリンダヘッド本体2を200℃程度まで予熱しておくことが望ましい。このようにすれば、それらの温度差はより一層小さくなって、熱応力を低く抑えることができる。この結果、バルブシート3の縦クラックの発生を確実に防止することができ、リミットスイッチの作動後における電流値の切替を不要にすることもできる。このようにシリンダヘッド本体2を予熱するには、上記接合装置20を用いればよい。すなわち、接合装置20の上側及び下側電極24,25をカーボン製のものと交換し、その両電極24,25でシリンダヘッド本体2を挟んだ状態にして溶接電源をONすることにより予熱を行う。このとき、両電極24,25がカーボン製であるので、自己発熱が大きく、シリンダヘッド本体2を効率良く予熱することができる。このようにすれば、インライン化対応も可能となる。
【0089】
また、図18に示すように、バルブシート3の上部には内周面側に向かって高さが高くなる上面テーパ部3dを設ける一方、上側電極24の下部には上記バルブシート3の上面テーパ部3dが略嵌合する円錐状の凹部34を形成しておき、バルブシート3の上面テーパ部3dを上側電極24の凹部34に略嵌合した状態で加圧するようにしてもよい。すなわち、このように加圧すれば、バルブシート3の縮径方向にも加圧力が作用するので、バルブシート3の温度が上昇してもその膨張を防止することができ、シリンダヘッド本体2との温度差が大きくても収縮量の差は小さくなる。よって、この場合でも、バルブシート3に縦クラックが発生するのを防止することができる。
【0090】
さらに、図19に示すように、バルブシート3の内周面側の応力集中を緩和すべく、内周面部と上面部及び下面部との角部に面取り部3e,3eを形成することが望ましい。
【0091】
また、バルブシート3の内周面側は最終的には削り取る部分であるので、その削り取る部分のみを安価な材料として焼結するようにすることもできる。
【0092】
(実施形態4)
図20は、本発明の実施形態4に係る接合装置20の要部を示し(尚、図7と同じ部分についてはその詳細な説明は省略し、異なる箇所のみを説明する)、通電経路を上記実施形態1〜3とは異ならせたものである。
【0093】
すなわち、この実施形態では、接合装置20は、上記実施形態1〜3と同様に下側電極25を有するが、この下側電極25は溶接電源26には接続されておらず、バルブシート3及びシリンダヘッド本体2を加圧するためにのみ用いられている。そして、上側電極24は2つの第1及び第2電極24a,24bからなり、この第1電極24aは上記実施形態1〜3と同じものである。一方、上記第2電極24bは、第1電極24aを上下移動させる加圧シリンダ22と同様の別の加圧シリンダにより独立して上下移動可能とされている。また、上記第2電極24bは、第1電極24aとは異なり、カーボン製であり、この両電極24a,24bがそれぞれ溶接電源26に接続されている。
【0094】
上記第1及び第2電極24a,24bは、同じシリンダヘッド本体2において新たに接合する未接合バルブシート3及び前回接合した既接合バルブシート3の上面にそれぞれ当接するようになっている。そして、溶接電源26をONすると、電流は、順に第1電極24a、未接合バルブシート3、シリンダヘッド本体2、既接合バルブシート3及び第2電極24bを流れ、溶接電源26に戻るようになっている。このことで、既接合バルブシート3は、未接合バルブシート3の接合時の戻り側の通電経路とされている。
【0095】
したがって、上記実施形態4では、未接合バルブシート3を接合するときに、既接合バルブシート3側では抵抗発熱量が小さく既接合バルブシート3の内部温度が未接合バルブシート3のように上昇することはないが、カーボン製の第2電極24bが自己発熱するので、上記実施形態2で説明したように、既接合バルブシート3に焼きが入って硬さが上昇していたとしても、適度に焼戻しを行うことが可能となる。しかも、インラインで工程を増やすことなく既接合バルブシート3の焼戻しを行うことができる。よって、接合時におけるバルブシート3の硬さの上昇という熱影響を効果的に抑えることができる。
【0096】
尚、上記実施形態4では、第2電極24bをカーボン製としたが、これは最も自己発熱量が大きい材料であるので、既接合バルブシート3の温度が高くなりすぎる場合には、第2電極24bを、例えば鉄製又は黄銅製として焼戻しを有効に行えるものを選択すればよい。
【0097】
また、上記実施形態1〜4では、シリンダヘッド本体2の接合面部2aを、接合前に約0.79rad(45°)のテーパ形状としたが、このテーパをなくすようにしてもよい。この場合、図47(a)に示すように、予めバルブシート3を上側電極24に保持させておく。すなわち、上側電極24の下部に、下方に向かって外径が僅かに小さくなる突出部36を形成しておき、この突出部36の外周面にバルブシート3の内周面を若干の締り嵌め状態で嵌合させておく。次いで、上記実施形態1〜4と同様に、上側電極24を下側に移動させてバルブシート3及びシリンダヘッド本体2間の通電及び加圧により両者を接合する(図47(b)参照)。このとき、バルブシート3の第1接合面部3aと第2接合面部3bとによりシリンダヘッド本体2を塑性流動させながらバルブシート3がシリンダヘッド本体2に埋め込まれていく。こうして接合が完了すると、図47(c)に示すように、バルブシート3がシリンダヘッド本体2に完全に埋め込まれた状態となり、シリンダヘッド本体2には接合面部2aが形成されることになる。そして、上側電極24を上昇させると、その突出部36はバルブシート3の内周面から容易に外れる。このようにシリンダヘッド本体2に予めテーパ状の接合面部2aを形成しなくても、シリンダヘッド本体2とバルブシート3との接合状態は、上記実施形態1〜4と殆ど同じとなる。また、バルブシート3を予め上側電極24の突出部36に保持しておくことで、バルブシート3のシリンダヘッド本体2に対する位置決めを正確に行うことができ、しかも、シリンダヘッド本体2に対する機械加工を省略することができるので、シリンダヘッド本体2のテーパ状の接合面部2a上にバルブシート3を供給しかつ位置決めして接合する場合よりも生産性を向上させることができる。
【0098】
さらに、上記実施形態1〜4では、ろう材を、Znが95重量%のZn−Al共晶合金としたが、共晶組成ないしその近傍組成(例えばZnが92〜98重量%)からなるZn−Al系合金であってもよい。
【0099】
(実施形態5)
図21は、本発明の実施形態5に係る接合金属部材としてのディーゼルエンジンのピストン41を示し、このピストン41は、上記実施形態1と同様に、Al系材料からなるピストン本体42(第2の金属部材)の上部外周部にFe系材料からなる耐摩環43(第1の金属部材)が、またピストン本体42の上部中央部に設けた燃焼室42a内のリップ部にFe系(例えばオーステナイト系ステンレス鋼等)の強化部材44(第1の金属部材)がそれぞれ接合されてなる。
【0100】
すなわち、従来は、耐摩環43を鋳ぐるんでピストン本体42を鋳造しているが、ピストン本体42をT6熱処理してその強度を向上させようとしても、耐摩環43を鋳ぐるんだ状態ではFe−Alという脆い金属間化合物が生じるので、T6熱処理を行うことは不可能である。しかし、この実施形態では、予めピストン本体42をT6熱処理しておき、そのピストン本体42に耐摩環43を接合することができる。また、たとえピストン本体42に耐摩環43を接合した後にT6熱処理したとしてもその耐熱性は良好であり、Fe−Alは生じ難いので、問題はない。このため、ピストン41の耐摩耗性及び強度の両方を向上させることができる。
【0101】
一方、ピストン本体42の燃焼室42a内の壁部には、特に角隅部にクラックが生じ易いという問題がある。しかし、この実施形態では、燃焼室42a内のリップ部に強化部材44が接合されているので、燃焼室42a内の壁部にクラックが発生するのを防止することができる。
【0102】
(実施形態6)
図22は、本発明の実施形態6に係る接合金属部材としてのエンジンのシリンダブロック51の要部を示し、このシリンダブロック51は、上記実施形態1と同様に、Al系材料からなるシリンダブロック本体52(第2の金属部材)のウォータージャケット52aの上部にFe系材料からなるリブ部材53(第1の金属部材)が接合されてなる。尚、54は気筒内周面部に嵌め込まれた鋳鉄製のライナである。
【0103】
すなわち、従来は、シリンダブロック51の剛性を向上させるために、そのシリンダブロック本体52の鋳造時に砂中子を使用してウォータージャケット部の上部にリブを一体で形成しているが、この方法では、鋳造時のサイクルタイムが長くなり、生産性が悪いという問題がある。しかし、この実施形態では、シリンダブロック本体52の鋳造を容易にしつつ、リブ部材53を短時間でシリンダブロック本体52のウォータージャケット52aの上部に接合することができ、シリンダブロックの剛性を向上させることができる。このため、気筒内周面部のライナ54の変形を防止することができ、LOCやNVH等のエンジン性能を向上させることができる。また、ライナレスシリンダブロックへの適用も可能となる。
【0104】
【実施例】
次に、具体的に実施した実施例について説明する。
【0105】
先ず、第2の金属部材として、図23に示すように、Al合金鋳物(JIS規格H5202に規定されているAC4D)で試験片61を鋳造した。そして、この試験片61に対してT6熱処理を施した。
【0106】
続いて、表1に示すように、ろう材コーティング方法、シート形状及び第1接合面部のテーパ角θ1を異ならせて5種類のFe系バルブシートを作製した(実施例1〜5)。
【0107】
【表1】
Figure 0003740858
【0108】
この表1において、ろう材コーティング方法の欄における「Friction」とは、バルブシートの表面部に鉄側溶融反応層及びろう材層を形成する際、ろう材を擦りつけることによりコーティングを行う方法(摩擦ハンダ法)のことである。一方、「超音波」とは、上記実施形態1で説明したように、超音波メッキによりろう材のコーティングを行う方法のことである。また、シート形状の欄における「薄肉」とは、図24に示すように、バルブシートが最終形状に近い形状をして肉厚が薄いことをいう。一方、「厚肉」とは、図25に示すように、上記実施形態と同様の形状をして肉厚が厚いことをいう。
【0109】
尚、バルブシートの材料は、表2に示す成分のものを使用した。この表2において、数値は重量%であり、TCとは、総炭素量(遊離炭素(黒鉛)とセメンタイトの炭素との合計量)のことである。
【0110】
【表2】
Figure 0003740858
【0111】
また、ろう材には、95重量%のZn成分、4.95重量%のAl成分及び0.05重量%のMg成分(Zn−Al共晶合金)からなるものを使用した。
【0112】
さらに、各バルブシートの内部にはCu系材料を溶浸し、表面にはCuメッキを施した。
【0113】
上記実施例1〜5の各バルブシートを、上記実施形態1と同様にして、接合装置により上記試験片61に接合した。この接合時における加圧力及び電流値は、表1に示す値に設定した。尚、電流値については、加圧力の変化等によりバルブシート及び試験片61間の接触抵抗が変化してバルブシートの埋め込み深さが変わるので、略同一埋め込み深さとなるように設定している。
【0114】
また、比較のために、厚肉形状でかつθ1=0.52rad(30°)のバルブシート(表面にCuメッキしたもの)を、加圧力及び電流値をそれぞれ29420N(3000kgf)及び70kAとして固相拡散接合(圧接接合)した(比較例)。
【0115】
次に、上記実施例1〜5及び比較例のバルブシートの接合強度を測定した。すなわち、図26に示すように、試験片61を、バルブシート62の接合した側が下側となるように治具台63の上面に置き、このとき、バルブシート62がその治具台63に接触しないように、治具台63の略中央部に設けた貫通孔63aの上側に位置させる。そして、試験片61の貫通孔61aの上側から円筒状の加圧治具64を挿入してバルブシート62を押し、バルブシート62が試験片61から抜けたときの抜き荷重を測定する。この抜き荷重が接合強度に相当する。
【0116】
上記抜き荷重測定試験の結果を図27に示す。この結果、実施例1と実施例2とを比較することで、超音波メッキによりバルブシートの表面部に鉄側溶融反応層及びろう材層を形成する方が、ろう材を擦りつけることによりコーティングを行う方法よりも接合強度が向上することが判る。これは、試験後のバルブシートの表面には、実施例2においては後述の如く鉄側溶融反応層が残っていた(図30参照)のに対し、実施例1においてはろう材層や鉄側溶融反応層の痕跡が殆ど認められなかったことから、実施例1では鉄側溶融反応層が完全に形成されていないためと推定することができる。
【0117】
ここで、上記実施例2において、超音波メッキした直後のバルブシート表面部の顕微鏡写真(倍率約180倍)を図28に、また接合後におけるバルブシート及び試験片61の接合面部の顕微鏡写真(倍率約360倍)を図29に、さらに抜き荷重測定試験後のバルブシート表面部の顕微鏡写真(倍率約360倍)を図30にそれぞれ示す。図28において、上側がバルブシートであり、その下側にはCuメッキ層ではなく薄い鉄側溶融反応層を介してろう材層が形成されている。尚、バルブシート内部には、Cu系材料が溶浸された空孔が存在することが判る。また、図29において、上側のバルブシートと下側の試験片61との間には鉄側溶融反応層及びアルミ側溶融反応層が存在している。さらに、図30において、バルブシートの表面部(下面部)には薄く鉄側溶融反応層が残っていることが判る。
【0118】
また、実施例2と実施例3とを比較することにより、厚肉形状のバルブシートの方が薄肉形状よりも抜き荷重が大きくなることが判る。これは、実施例2のものは、バルブシートの各角部等に変形が生じていることから、変形によって接合面部に作用する実際の加圧力が低下したためと推定することができる。
【0119】
そして、実施例3と実施例4とを比較することにより、第1接合面部のテーパ角θ1が大きい実施例4の方が、上記実施形態1で説明したように、酸化皮膜破壊作用効果が優れていて、接合強度は大きくなることが判る。
【0120】
さらに、実施例4と実施例5とを比較すると、加圧力が大きい実施例5の方が接合強度は高くなることが判る。しかも、加圧力を29420N(3000kgf)とすることで、比較例のものよりも接合強度が格段に向上することが判る。
【0121】
ここで、上記実施例5において、接合後におけるバルブシート及び試験片61の接合面部の電子顕微鏡写真(倍率約10000倍)を図31に示す。この図において、左側がバルブシート(白く見える部分を含む)であり、右側が試験片61である。そして、その間の灰色に見える部分が鉄側溶融反応層及びアルミ側溶融反応層である。この両層の厚みは1μm以下であることが判る。尚、この両層の元素を分析すると、Fe、Zn及びAlがそれぞれ検出された。
【0122】
上記加圧力の影響に関してさらに詳細に調べるために、ろう材コーティング方法、シート形状及び第1接合面部のテーパ角θ1を上記実施例4,5と同じにして加圧力を9807N(1000kgf)、14710N(1500kgf)及び29420N(3000kgf)にそれぞれ設定してバルブシートを試験片61に接合し、上記最初に行った抜き荷重測定試験と同様に、その抜き荷重を測定した。
【0123】
また、加圧力が9807N(1000kgf)のものと29420N(3000kgf)のものとで接合後の試験片61の硬さを測定した。この硬さの測定は、バルブシートの第1接合面部と第2接合面部との角部(図33において接合面部からの距離=0の点)から試験片61の外周側に向かってバルブシートが接合された側と反対側に約0.79rad(45°)傾いた方向に沿って所定の距離ごとに行った。
【0124】
上記抜き荷重測定試験の結果を図32に、また硬さ測定試験の結果を図33にそれぞれ示す。このことで、加圧力が大きいほど接合強度は高く、高加圧力の方が試験片61の接合面部近傍の硬さが高いことが判る。これは、高加圧力の方が接触抵抗が低くて発熱量が小さい分、試験片61の軟化が抑制されているからであり、軟化が抑えられると、塑性流動が確実に行われて酸化皮膜の破壊作用効果が高まると共に、ろう材の排出も確実に行われるためである。
【0125】
次いで、パルス通電の効果を調べるために、パルス通電を行うことによりバルブシートを試験片61に接合した。このパルス通電の大電流値及び小電流値はそれぞれ70kA及び0とした。また、大電流値パルスの通電時間は0.5秒とし、小電流値パルスの通電時間は0.1秒とした。さらに、大電流値パルス数は6パルスとした。一方、比較のために、連続通電(60kAの電流値で2秒間通電)によりバルブシートを試験片61に接合した。尚、加圧力はどちらも29420N(3000kgf)とした。
【0126】
そして、パルス通電及び連続通電により接合したものについて、各々、バルブシートの上下両端部(A部)及び上下方向中央部(B部)における接合前及び接合後の硬さ、試験片61においてバルブシートの第1接合面部と第2接合面部との角部から該試験片61の外周側に向かってバルブシートが接合された側と反対側に約0.79rad(45°)傾いた方向に沿った所定距離ごとの硬さ並びに抜き荷重を測定した。
【0127】
上記接合前及び接合後の硬さ測定試験の結果を図34に示す。このことで、連続通電により接合したものは、特に上下方向中央部(B部)の硬さが接合後に非常に高くなるのに対し、パルス通電により接合したものは、徐冷により焼きが入らず、硬さが殆ど上昇していないことが判る。
【0128】
また、接合面部からの距離による硬さ測定試験の結果を図35に示す。この結果、パルス通電により接合したものでは、バルブシートからの熱を受けることにより試験片61の硬さが低くなっていることが判る。
【0129】
さらに、抜き荷重測定結果を図36に示す。以上のことから、パルス通電により、バルブシート内部の徐冷を行って硬さが上昇するのを抑えつつ、試験片61への放熱によりバルブシート及び試験片61の温度差を低減して収縮量の差を小さくすることができ、しかも、接合強度を向上させることができる。
【0130】
続いて、パルス通電においてバルブシートが試験片61にどのように埋め込まれていくかを調べるために、加圧開始からの時間に応じてその埋め込み量y(図37参照)を測定した。このとき、パルス通電の大電流値は68kAとし、小電流値は0とした。また、大電流値パルスの通電時間(H)、小電流値パルスの通電時間(C)及び大電流値パルス数(N)は可変とし、基本条件では、それぞれ0.5秒、0.1秒及び6パルスとした。そして、この基本条件に対していずれか1つのみを変えて試験を行った(変更条件については図38参照)。
【0131】
上記埋め込み量測定試験の結果を図38に示す。このことより、最初の大電流値パルスの通電により殆ど埋め込みが完了し、後の通電では埋め込みは進行していないことが判る。また、この試験の設定条件の範囲では、埋め込み量は殆ど変わらない。但し、大電流値パルスの通電時間が1秒と長い場合は、他の場合よりも最初の大電流値パルスの通電のときから埋め込み量が僅かに大きく、パルス数が9パルスと多い場合は、途中から試験片61が軟化して埋め込みが進行することが判る。したがって、最初の大電流値パルスの通電ではバルブシートの埋め込みが行える条件に、また2回目以降の大電流値パルスの通電ではバルブシート内部の徐冷及びシリンダヘッド本体への放熱が行える条件にそれぞれ設定すればよい。
【0132】
次に、バルブシートを焼結鍛造材とし、これを29420N(3000kgf)の加圧力でパルス通電により試験片61に接合した。このとき、パルス通電の大電流値は60kAとし、小電流値は0とした。また、大電流値パルスの通電時間、小電流値パルスの通電時間及び大電流値パルス数を、それぞれ0.5秒、0.1秒及び4パルスとした。尚、比較のために、Cu系材料で溶浸した焼結材からなるバルブシートを同様に試験片61に接合した。但し、パルス通電の大電流値は53kAとした。そして、バルブシートが焼結鍛造材のものと溶浸した焼結材のものとについて、試験片61においてバルブシートの第1接合面部と第2接合面部との角部から該試験片61の外周側に向かってバルブシートが接合された側と反対側に約0.79rad(45°)傾いた方向に沿った所定距離ごとの硬さを測定した。
【0133】
この結果を図39に示す。このことより、溶浸した焼結材の方が試験片61内部の硬さが低いことが判る。これは、Cu系材料の溶浸によりバルブシート内部の発熱が抑制されて接合面部において発熱が有効に行われたために、試験片61が軟化したからである。しかし、バルブシートが焼結鍛造材であっても接合は良好に行われている。このことは、シート及び試験片61の接合面部の顕微鏡写真(図40では倍率約50倍、図41では倍率約400倍)からも判る。これは、鍛造によりバルブシート内部の空孔が潰されて、溶浸したのと同様の効果を有するからである。
【0134】
次いで、バルブシート(銅溶浸したもの)に鉄側溶融反応層及びろう材層を形成する際に溶融メッキで行う場合と超音波メッキで行う場合とで抜き荷重にどのような差が生じるかを調べた。このとき、溶融メッキ及び超音波メッキを施した各バルブシートを、それぞれ29420N(3000kgf)の加圧力でパルス通電により試験片61に接合した。このパルス通電の大電流値は70kAとし、小電流値は0とした。また、大電流値パルスの通電時間、小電流値パルスの通電時間及び大電流値パルス数を、それぞれ0.5秒、0.1秒及び3パルスとした。
【0135】
この抜き荷重測定結果を図42に示す。尚、参考のために固相拡散接合した場合の抜き荷重も併せて示す。この結果、超音波メッキの場合の方が溶融メッキの場合よりも接合強度が向上することが判る。但し、溶融メッキの場合でも固相拡散接合の場合よりも接合強度は向上している。
【0136】
ここで、溶融メッキを施した直後におけるバルブシートの鉄側溶融反応層及びろう材層の顕微鏡写真を図43に、また超音波メッキを施した直後におけるバルブシートの鉄側溶融反応層及びろう材層の顕微鏡写真を図44にそれぞれ示す(倍率は共に1000倍)。これらの写真において上側がバルブシートであり、その下側に鉄側溶融反応層及びろう材層が順に形成されているが、溶融メッキの場合ではそれら2層が略同じ厚さであるのに対し、超音波メッキの場合では鉄側溶融反応層は極めて薄い(1μm以下)。
【0137】
そして、表3に、溶融メッキを施した直後におけるバルブシートの鉄側溶融反応層及びろう材層の化学成分と、超音波メッキを施した直後におけるバルブシートのろう材層の化学成分とを測定した結果を示す(数値は重量%)。尚、超音波メッキの場合は上述の如く鉄側溶融反応層が極めて薄いため、化学成分の測定は不可能であった。但し、線分析の結果では、鉄側溶融反応層が存在することが認められる。
【0138】
【表3】
Figure 0003740858
【0139】
このことより、溶融メッキの場合には、超音波メッキの場合よりも鉄側溶融反応層がかなり厚くなると共に、鉄側溶融反応層におけるZn成分の割合が少なくなって(Fe成分及びAl成分の割合は多くなる)、ろう材の組成が共晶組成から大きく外れることも判る。したがって、溶融メッキの場合、ろう材層は共晶組成を維持しているものの、鉄側溶融反応層に非共晶組成のろう材が多く存在するため、ろう材を溶融させるための入熱量が多くなって試験片61が軟化し、このことで酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果が不十分となって、上記測定結果のように接合強度が超音波メッキの場合よりも小さくなったと考えられる。このことより、ろう材として最初から共晶組成から大きく外れた組成のものを使用すると、ろう材層も共晶組成から大きく外れた組成となって、酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果が大幅に低下すると推定することができる。一方、超音波メッキの場合には、ろう材の組成を共晶組成ないしその近傍組成に維持して、酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果が確実に得られ、両金属部材の接合強度をより一層向上させることができる。
【0140】
また、上記溶融メッキの場合と超音波メッキの場合とで接合後におけるバルブシート及び試験片61の接合面部の電子顕微鏡写真(倍率は共に10000倍)を図45及び図46にそれぞれ示す。これら写真において上側がバルブシート(白く見える部分は溶浸された銅である)であり、下側の黒い部分が試験片61である。そして、その間の灰色に見える部分が鉄側溶融反応層及びアルミ側溶融反応層である。このことより、超音波メッキの場合には、接合後においても鉄側溶融反応層及びアルミ側溶融反応層のトータル厚みを溶融メッキの場合よりもからり小さくできることが判る。
【0141】
【発明の効果】
以上説明したように、請求項1の発明では、第1の金属部材と第2の金属部材とを接合する接合方法として、予め上記第1の金属部材の接合面部に、上記両金属部材よりも融点が低くかつ第2の金属部材との共晶組成ないしその近傍組成からなるろう材と上記第1の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成しておく工程と上記ろう材層を形成する工程後に、上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の通電に伴う発熱による上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、該第2の金属部材の接合面部を塑性流動させるとともに、上記ろう材における第2の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するようにろう材及び第2の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散接合を行うことで、該両拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成する工程とを含み、上記ろう材層を形成する工程は、ろう材浴中の第1の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、上記第1の金属部材に上記ろう材層及び上記ろう材と第1の金属部材との拡散層を形成する工程であるとした。また、請求項11の発明では、第1の金属部材と第2の金属部材とが接合されてなる接合金属部材として、上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該第1の金属部材の接合面部に形成された、上記両金属部材よりも融点が低くかつ第2の金属部材との共晶組成ないしその近傍組成からなるろう材と第1の金属部材との拡散層と、該第2の金属部材の接合面部に、上記ろう材における第2の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するように溶融拡散して形成されたろう材と第2の金属部材との拡散層とを介した状態で液相拡散接合して、上記ろう材と第1の金属部材との拡散層及びろう材と第2の金属部材との拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成するようにした。したがって、これらの発明によると、インラインの作業で、接合強度が安定的に高くかつ使用したろう材以上の耐熱性を有する接合金属部材が得られる。また、ろう材浴中の第1の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、簡単な方法でろう材と第1の金属部材との拡散層を確実に形成することができ、接合強度のより高い接合金属部材が得られる。さらに、第2の金属部材の接合面部を塑性流動させることで、簡単な方法でろう材と第2の金属部材との拡散層を確実に形成することができ、接合金属部材の接合強度のより一層の向上化を図ることができる。さらにまた、ろう材と第1の金属部材との拡散層及びろう材と第2の金属部材との拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成することで、接合強度のさらなる向上化を図ることができる。
【0142】
請求項又は12の発明によると、第1の金属部材をFe系材料とし、第2の金属部材をAl系材料とし、ろう材をZn系材料としたことにより、請求項1の発明における接合方法又は請求項11の発明の接合金属部材として、材料の組合せの最適化を図ることができる。
【0143】
請求項又は13の発明によると、ろう材をZnが92〜98重量%のZn−Al系合金としたことにより、Fe系金属部材とAl系金属部材とを接合する場合に、融点が低くて取り扱いの簡単なろう材の具体的材料が容易に得られる。
【0144】
請求項又は14の発明によると、ろう材を、Znが95重量%のZn−Al共晶合金としたことにより、Fe系金属部材とAl系金属部材との接合時に最適なろう材が得られる。
【0145】
請求項の発明によると、第1の金属部材を焼結材としたことにより、所定の形状を有する第1の金属部材の製造を容易に行うことができる。
【0146】
請求項又は16の発明によると、第1の金属部材を焼結鍛造材としたことにより、接合金属部材の接合強度のさらなる向上化を図ることができる。
【0147】
請求項又は15の発明によると、第1の金属部材の内部に高電気伝導率材料を溶浸するようにしたことにより、接合金属部材の接合強度を効果的に向上させることができる。
【0148】
請求項又は17の発明によると、高電気伝導率材料をCu系材料としたことにより、安価な高電気伝導率材料の具体的材料を容易に得ることができる。
【0149】
請求項の発明では、ろう材層を形成する工程において、第1の金属部材に、ろう材と第1の金属部材との拡散層における厚さが1μm以下となるように、ろう材層及び該拡散層を形成するようにした。また、請求項18の発明では、ろう材と第1の金属部材との拡散層における厚さを1μm以下に設定した。したがって、これらの発明によると、第2の金属部材表面部における酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果が確実に得られ、両金属部材の接合強度のさらなる向上化を図ることができる。
【0150】
請求項10の発明では、Fe系材料からなる第1の金属部材とAl系材料からなる第2の金属部材とを接合する接合方法として、予め上記第1の金属部材の接合面部に、Znが95重量%のZn−Al共晶合金からなるろう材と上記第1の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成しておく工程と、上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の通電に伴う発熱による上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、該第2の金属部材の接合面部を塑性流動させるとともに、上記ろう材におけるAl成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するようにろう材及び第2の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散接合を行うことで、該両拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成する工程とを含み、上記ろう材層を形成する工程は、ろう材浴中の第1の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、上記第1の金属部材に上記ろう材層及び上記ろう材と第1の金属部材との拡散層を形成する工程であるとした。また、請求項20の発明では、Fe系材料からなる第1の金属部材とAl系材料からなる第2の金属部材とが接合されてなる接合金属部材として、上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該第1の金属部材の接合面部に形成された、Znが95重量%のZn−Al共晶合金からなるろう材と第1の金属部材との拡散層と、該第2の金属部材の接合面部に、上記ろう材におけるAl成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するように溶融拡散して形成されたろう材と第2の金属部材との拡散層とを介した状態で液相拡散接合して、上記ろう材と第1の金属部材との拡散層及びろう材と第2の金属部材との拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成するようにした。したがって、これらの発明によると、Fe系金属部材とAl系金属部材とを最も容易かつ確実な方法で接合することができ、その接合強度を安定向上させかつろう材以上に耐熱性を向上させることができる。
【0151】
請求項19の発明によると、第1の金属部材をエンジンのバルブシートとし、第2の金属部材をシリンダヘッド本体とし、接合金属部材を、そのバルブシートがシリンダヘッド本体のポート開口周縁部に接合されてなるシリンダヘッドとしたことにより、エンジンの性能及び信頼性を向上させることができ、請求項1118の発明の有効な利用化を図ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図1】 本発明の実施形態1に係る接合金属部材としてのエンジンのシリンダヘッドの要部を示す断面図である。
【図2】 バルブシート及びシリンダヘッド本体の接合状態を模式的に示す断面図である。
【図3】 バルブシートの接合前の形状を示す断面図である。
【図4】 バルブシートのシリンダヘッド本体への接合手順を示す説明図である。
【図5】 バルブシート及びシリンダヘッド本体の接合過程を模式的に示す説明図である。
【図6】 ろう材浴中のバルブシートの表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングしている状態を示す説明図である。
【図7】 接合装置を示す側面図である。
【図8】 (a)は図7のVIII方向矢示図であり、(b)は上側電極の下面図である。
【図9】 加圧及び通電の制御方法を示すタイミングチャートである。
【図10】 加圧制御方法の他の例を示す図9相当図である。
【図11】 Al−Zn合金の状態図である。
【図12】 実施形態2を示す図9相当図である。
【図13】 パルス通電によるバルブシート内部の温度変化を示すグラフである。
【図14】 通電制御方法の他の例を示す図9相当図である。
【図15】 バルブシート内周面部に冷却水を噴霧している状態を示す断面図である。
【図16】 実施形態3を示す図9相当図である。
【図17】 通電制御方法の他の例を示す図9相当図である。
【図18】 バルブシートを縮径方向にも加圧してその熱膨張を抑えるようにしている状態を示す断面図である。
【図19】 バルブシートの他の形状例を示す図3相当図である。
【図20】 実施形態4に係る接合装置によりバルブシート及びシリンダヘッド本体を接合している状態を示す要部断面図である。
【図21】 実施形態5に係る接合金属部材としてのエンジンのピストンを示す断面図である。
【図22】 実施形態6に係る接合金属部材としてのエンジンのシリンダブロックの要部を示す断面図である。
【図23】 試験片を示す断面図である。
【図24】 薄肉形状のバルブシートを示す断面図である。
【図25】 厚肉形状のバルブシートを示す断面図である。
【図26】 抜き荷重測定試験の要領を示す概略断面図である。
【図27】 実施例1〜5及び比較例のバルブシートにおいて抜き荷重測定試験の結果を示すグラフである。
【図28】 超音波メッキした直後のバルブシート表面部の状態を示す顕微鏡写真である。
【図29】 実施例2におけるバルブシート及び試験片の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図30】 抜き荷重測定試験後のバルブシート表面部の状態を示す顕微鏡写真である。
【図31】 実施例5におけるバルブシート及び試験片の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図32】 接合時加圧力と抜き荷重との関係を示すグラフである。
【図33】 試験片の接合面部からの距離による硬さの変化を示すグラフである。
【図34】 連続通電及びパルス通電においてバルブシートの接合前後の硬さの変化を示すグラフである。
【図35】 連続通電及びパルス通電において試験片の接合面部からの距離による硬さの変化を示すグラフである。
【図36】 連続通電及びパルス通電において抜き荷重測定試験の結果を示すグラフである。
【図37】 埋め込み量測定試験における埋め込み量yを示す説明図である。
【図38】 加圧開始からの時間と埋め込み量yとの関係を示すグラフである。
【図39】 バルブシートが焼結鍛造材のものと溶浸した焼結材のものとにおいて試験片の接合面部からの距離による硬さの変化を示すグラフである。
【図40】 焼結鍛造材からなるバルブシートと試験片との接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図41】 焼結鍛造材からなるバルブシートと試験片との接合状態をさらに拡大して示す顕微鏡写真である。
【図42】 バルブシートに鉄側溶融反応層及びろう材層を形成する際に溶融メッキで行う場合と超音波メッキで行う場合との抜き荷重測定の結果を示すグラフである。
【図43】 溶融メッキを施した直後のバルブシート表面部の状態を示す顕微鏡写真である。
【図44】 超音波メッキを施した直後のバルブシート表面部の状態を示す顕微鏡写真である。
【図45】 溶融メッキの場合におけるバルブシート及び試験片の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図46】 超音波メッキの場合におけるバルブシート及び試験片の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図47】 シリンダヘッド本体の接合前の形状を実施形態1〜4と異ならせた変形例を示す図4相当図である。
【符号の説明】
1 シリンダヘッド(接合金属部材)
2 シリンダヘッド本体(第2の金属部材)
2a 接合面部
2b ポート
3 バルブシート(第1の金属部材)
3a 第1接合面部
3b 第2接合面部
5 鉄側溶融反応層(ろう材とバルブシートとの拡散層)
6 アルミ側溶融反応層(ろう材とシリンダヘッド本体との拡散層)
7 ろう材層
14 ろう材浴

Claims (20)

  1. 第1の金属部材と第2の金属部材とを接合する接合方法であって、
    予め上記第1の金属部材の接合面部に、上記両金属部材よりも融点が低くかつ第2の金属部材との共晶組成ないしその近傍組成からなるろう材と上記第1の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成しておく工程と
    上記ろう材層を形成する工程後に、上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の通電に伴う発熱による上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、該第2の金属部材の接合面部を塑性流動させるとともに、上記ろう材における第2の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するようにろう材及び第2の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散接合を行うことで、該両拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成する工程とを含み、
    上記ろう材層を形成する工程は、ろう材浴中の第1の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、上記第1の金属部材に上記ろう材層及び上記ろう材と第1の金属部材との拡散層を形成する工程であることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
  2. 請求項1記載の接合金属部材の接合方法において、
    第1の金属部材は、Fe系材料からなり、
    第2の金属部材は、Al系材料からなり、
    ろう材は、Zn系材料からなることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
  3. 請求項記載の接合金属部材の接合方法において、
    ろう材は、Znが92〜98重量%のZn−Al系合金からなることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
  4. 請求項3記載の接合金属部材の接合方法において、
    ろう材は、Znが95重量%のZn−Al共晶合金からなることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
  5. 請求項1〜4のいずれか1つに記載の接合金属部材の接合方法において、
    第1の金属部材は、焼結材であることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
  6. 請求項記載の接合金属部材の接合方法において、
    第1の金属部材は、焼結鍛造材であることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
  7. 請求項5又は6記載の接合金属部材の接合方法において、
    ろう材層を形成する工程の前に、予め第1の金属部材の内部に高電気伝導率材料を溶浸する工程を更に含むことを特徴とする接合金属部材の接合方法。
  8. 請求項記載の接合金属部材の接合方法において、
    高電気伝導率材料は、Cu系材料であることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
  9. 請求項1〜8のいずれか1つに記載の接合金属部材の接合方法において、
    ろう材層を形成する工程において、第1の金属部材に、ろう材と第1の金属部材との拡散層における厚さが1μm以下となるように、ろう材層及び該拡散層を形成することを特徴とする接合金属部材の接合方法。
  10. Fe系材料からなる第1の金属部材とAl系材料からなる第2の金属部材とを接合する接合方法であって、
    予め上記第1の金属部材の接合面部に、Znが95重量%のZn−Al共晶合金からなるろう材と上記第1の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成しておく工程と、
    上記第1の金属部材と第2の金属部材とを、該両金属部材間の通電に伴う発熱による上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、該第2の金属部材の接合面部を塑性流動させるとともに、上記ろう材におけるAl成分の割合が多くなることでろう材が高融 点化するようにろう材及び第2の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散接合を行うことで、該両拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成する工程とを含み、
    上記ろう材層を形成する工程は、ろう材浴中の第1の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、上記第1の金属部材に上記ろう材層及び上記ろう材と第1の金属部材との拡散層を形成する工程であることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
  11. 第1の金属部材と第2の金属部材とが接合されてなる接合金属部材であって、
    上記第1の金属部材と第2の金属部材とは、該第1の金属部材の接合面部に形成された、上記両金属部材よりも融点が低くかつ第2の金属部材との共晶組成ないしその近傍組成からなるろう材と第1の金属部材との拡散層と、該第2の金属部材の接合面部に、上記ろう材における第2の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するように溶融拡散して形成されたろう材と第2の金属部材との拡散層とを介した状態で液相拡散接合されており、
    上記ろう材と第1の金属部材との拡散層及びろう材と第2の金属部材との拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部が形成されていることを特徴とする接合金属部材
  12. 請求項11記載の接合金属部材において、
    第1の金属部材は、Fe系材料からなり、
    第2の金属部材は、Al系材料からなり、
    ろう材は、Zn系材料からなることを特徴とする接合金属部材
  13. 請求項12記載の接合金属部材において、
    ろう材は、Znが92〜98重量%のZn−Al系合金からなることを特徴とする接合金属部材。
  14. 請求項13記載の接合金属部材において、
    ろう材は、Znが95重量%のZn−Al共晶合金からなることを特徴とする接合金属部材。
  15. 請求項11〜14のいずれか1つに記載の接合金属部材において、
    第1の金属部材は、内部に高電気伝導率材料が溶浸された焼結材であることを特徴とする接合金属部材。
  16. 請求項15記載の接合金属部材において、
    第1の金属部材は、焼結鍛造材であることを特徴とする接合金属部材。
  17. 請求項15又は16記載の接合金属部材において、
    高電気伝導率材料は、Cu系材料であることを特徴とする接合金属部材。
  18. 請求項11〜17のいずれか1つに記載の接合金属部材において、
    ろう材と第1の金属部材との拡散層における厚さが、1μm以下に設定されていることを特徴とする接合金属部材。
  19. 第1の金属部材は、エンジンのバルブシートであり、
    第2の金属部材は、シリンダヘッド本体であり、
    上記バルブシートがシリンダヘッド本体のポート開口周縁部に接合されてなるシリンダヘッドであることを特徴とする請求項11〜18のいずれか1つに記載の接合金属部材。
  20. Fe系材料からなる第1の金属部材とAl系材料からなる第2の金属部材とが接合されてなる接合金属部材であって、
    上記第1の金属部材と第2の金属部材とは、該第1の金属部材の接合面部に形成された、Znが95重量%のZn−Al共晶合金からなるろう材と第1の金属部材との拡散層と、該第2の金属部材の接合面部に、上記ろう材におけるAl成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するように溶融拡散して形成されたろう材と第2の金属部材との拡散層とを介した状態で液相拡散接合されており、
    上記ろう材と第1の金属部材との拡散層及びろう材と第2の金属部材との拡散層間の少 なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部が形成されていることを特徴とする接合金属部材。
JP25204698A 1997-09-16 1998-08-20 接合金属部材及び該部材の接合方法 Expired - Fee Related JP3740858B2 (ja)

Priority Applications (7)

Application Number Priority Date Filing Date Title
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
US09/153,455 US6222150B1 (en) 1997-09-16 1998-09-15 Joined metal member and a method and an apparatus for fabricating the same
EP98117552A EP0914897B1 (en) 1997-09-16 1998-09-16 A joined metal member and a method and an apparatus for fabricating the same
ES98117552T ES2183266T3 (es) 1997-09-16 1998-09-16 Elemento metalico unido asi como procedimiento y dispositivo para su construccion.
KR1019980038254A KR19990029855A (ko) 1997-09-16 1998-09-16 접합 금속 부재 및 그 부재의 접합 방법
CNB981196551A CN1220570C (zh) 1997-09-16 1998-09-16 接合金属部件及该部件的接合方法
DE69807415T DE69807415T2 (de) 1997-09-16 1998-09-16 Verbundenes metallisches Bauteil sowie Verfahren und Vorrichtung zu dessen Herstellung

Applications Claiming Priority (3)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP9-270663 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

Publications (2)

Publication Number Publication Date
JPH11170034A JPH11170034A (ja) 1999-06-29
JP3740858B2 true JP3740858B2 (ja) 2006-02-01

Family

ID=26540515

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
JP25204698A Expired - Fee Related JP3740858B2 (ja) 1997-09-16 1998-08-20 接合金属部材及び該部材の接合方法

Country Status (7)

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

Cited By (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP2478992A2 (en) 2008-04-21 2012-07-25 Honda Motor Co., Ltd. Method for joining metallic members and brazing filler metal

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
US6534194B2 (en) * 2000-05-02 2003-03-18 Johns Hopkins University 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
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
EP2539102A4 (en) * 2010-02-25 2017-10-18 Technical Materials, Inc. Methods for creating side-by-side metallic bonds between different materials using solid-phase bonding and the products produced thereby
US8727203B2 (en) 2010-09-16 2014-05-20 Howmedica Osteonics Corp. Methods for manufacturing porous orthopaedic implants
CN103221000A (zh) * 2010-11-18 2013-07-24 捷迈有限公司 多孔金属层至金属基体的电阻焊接
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
EP2788608B1 (en) * 2011-12-08 2019-11-20 Tenneco Inc. One-piece piston with improved combustion bowl rim region and method of manufacture
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
WO2016175447A1 (ko) * 2015-04-28 2016-11-03 동양피스톤 주식회사 금속 접합 방법 및 이를 이용한 금속 접합 구조체
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***
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
CN113953759A (zh) * 2021-10-20 2022-01-21 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 (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
EP2478992A2 (en) 2008-04-21 2012-07-25 Honda Motor Co., Ltd. Method for joining metallic members and brazing filler metal
EP2614916A1 (en) 2008-04-21 2013-07-17 Honda Motor Co., Ltd. Method for joining metallic members and brazing filler metal

Also Published As

Publication number Publication date
EP0914897A1 (en) 1999-05-12
CN1211483A (zh) 1999-03-24
JPH11170034A (ja) 1999-06-29
ES2183266T3 (es) 2003-03-16
DE69807415T2 (de) 2003-04-24
US6222150B1 (en) 2001-04-24
CN1220570C (zh) 2005-09-28
DE69807415D1 (de) 2002-10-02
EP0914897B1 (en) 2002-08-28
KR19990029855A (ko) 1999-04-26

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP3740858B2 (ja) 接合金属部材及び該部材の接合方法
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
JPH08312800A (ja) 接合型バルブシート
JP3752866B2 (ja) 接合金属部材の接合方法
JPH0913919A (ja) エンジン用シリンダヘッド
JPH09239566A (ja) 異種金属材料の接合方法
JP3752834B2 (ja) 金属部材の接合方法
JP4013297B2 (ja) 金属部材の接合方法
JP3393227B2 (ja) バルブシート
JP4178568B2 (ja) 金属部材の接合方法
JP3752833B2 (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
JP3752832B2 (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
JPH1190619A (ja) 金属部材の接合方法及び接合装置
JPH10121921A (ja) 内燃機関のバルブシート
EP0730085A1 (en) A cylinder head and a method for producing a valve seat
JPH1190652A (ja) 金属部材の接合方法及び接合装置
JP3416829B2 (ja) シリンダヘッドおよびその製造方法
JPH0979012A (ja) エンジン用シリンダヘッドの製造方法
JP2000263241A (ja) 金属接合装置及び金属接合方法

Legal Events

Date Code Title Description
A977 Report on retrieval

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007

Effective date: 20050114

A131 Notification of reasons for refusal

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131

Effective date: 20050222

A521 Written amendment

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523

Effective date: 20050419

TRDD Decision of grant or rejection written
A01 Written decision to grant a patent or to grant a registration (utility model)

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A01

Effective date: 20051018

A61 First payment of annual fees (during grant procedure)

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61

Effective date: 20051031

R150 Certificate of patent or registration of utility model

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: R150

FPAY Renewal fee payment (event date is renewal date of database)

Free format text: PAYMENT UNTIL: 20091118

Year of fee payment: 4

FPAY Renewal fee payment (event date is renewal date of database)

Free format text: PAYMENT UNTIL: 20091118

Year of fee payment: 4

FPAY Renewal fee payment (event date is renewal date of database)

Free format text: PAYMENT UNTIL: 20101118

Year of fee payment: 5

FPAY Renewal fee payment (event date is renewal date of database)

Free format text: PAYMENT UNTIL: 20111118

Year of fee payment: 6

FPAY Renewal fee payment (event date is renewal date of database)

Free format text: PAYMENT UNTIL: 20111118

Year of fee payment: 6

FPAY Renewal fee payment (event date is renewal date of database)

Free format text: PAYMENT UNTIL: 20121118

Year of fee payment: 7

FPAY Renewal fee payment (event date is renewal date of database)

Free format text: PAYMENT UNTIL: 20121118

Year of fee payment: 7

FPAY Renewal fee payment (event date is renewal date of database)

Free format text: PAYMENT UNTIL: 20131118

Year of fee payment: 8

LAPS Cancellation because of no payment of annual fees