JP3802586B2

JP3802586B2 - Heat joining method using brazing material for two kinds of members with different thermal expansion coefficients

Info

Publication number: JP3802586B2
Application number: JP16881195A
Authority: JP
Inventors: 光矢細江; 直正木村; 勝敏野崎
Original assignee: Honda Motor Co Ltd
Current assignee: Honda Motor Co Ltd
Priority date: 1995-07-04
Filing date: 1995-07-04
Publication date: 2006-07-26
Anticipated expiration: 2015-07-04
Also published as: JPH0919789A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、熱膨脹率を異にする二種の部材の加熱接合方法、特に希土類元素を含む永久磁石よりなる第１部材と、その第１部材よりも熱膨脹率が大きいＦｅ合金よりなる第２部材とを、ろう材を用いて加熱下で接合する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】
従来、例えば、第１部材としての希土類元素を含む永久磁石と、第２部材としての鋼製取付台とを接合する場合、合成樹脂接着剤が用いられている（例えば、特公昭６１−３３３３９号公報参照）。
【０００３】
このように合成樹脂接着剤を用いる理由は、希土類元素を含む永久磁石は、非常に脆いため機械加工性が悪く、また高温下に曝されると、金属組織が変化するのでそれに伴い磁気特性が影響を受ける、といった性質を有し、そのため鋼製取付台に永久磁石を取付ける場合、あり差し構造、ねじ止め、溶接等の取付手段を採用することができないからである。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】
しかしながら、合成樹脂接着剤による接合では、その永久磁石の昇温に伴い接合強度が著しく低下し、また接合強度のばらつきが大きいため品質管理が難しい、といった問題がある。
【０００５】
本発明は前記に鑑み、希土類元素を含む永久磁石よりなる第１部材と、その第１部材よりも熱膨脹率が大きいＦｅ合金よりなる第２部材とを、ろう材を用いて加熱下で強固に接合すると共に両部材の接合部に発生する熱応力を緩和して、熱膨脹率が小さい方の部材が脆くても、冷却工程でその部材に割れが発生するのを回避することができる前記加熱接合方法を提供することを目的とする。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
本発明は、希土類元素を含む永久磁石よりなる第１部材と、その第１部材よりも熱膨脹率が大きいＦｅ合金よりなる第２部材とを加熱下で接合するに当り、板状インサートであって、一方の平坦面側から他方の平坦面側に向って熱膨脹率が小から大に変化し、且つ一方の平坦面側の熱膨脹率は前記第１部材の熱膨脹率よりも大きく、また他方の平坦面側の熱膨脹率は前記第２部材の熱膨脹率よりも小さいものを用意し、前記板状インサートにおいて、前記一方の平坦面を前記第１部材の接合面に向けると共にそれら平坦面および接合面間に第１のろう材を介在させ、また前記他方の平坦面を前記第２部材の接合面に向けると共にそれら平坦面および接合面間に第２のろう材を介在させて、第１部材、第１のろう材、板状インサート、第２のろう材および第２部材よりなる積層体を作製し、次いで前記積層体を加熱して前記第１部材と前記板状インサートとを前記第１のろう材よりなる第１の接合層を介して接合し、また前記第２部材と前記板状インサートとを前記第２のろう材よりなる第２の接合層を介して接合する、熱膨脹率を異にする二種の部材の、ろう材を用いた加熱接合方法であって、前記第１，第２のろう材が、Ｙ、Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｓｍ、Ｅｕ、Ｇｄ、Ｔｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、ＹｂおよびＬｕから選択される少なくとも一種である希土類元素と、Ｃｕ、Ａｌ、Ｇａ、Ｃｏ、Ｆｅ、Ａｇ、Ｎｉ、Ａｕ、Ｍｎ、Ｚｎ、Ｐｄ、Ｓｎ、Ｓｂ、Ｐｂ、Ｂｉ、ＧｅおよびＩｎから選択される少なくとも一種である合金元素ＡＥとからなる希土類元素系合金よりなり、前記第１，第２のろう材において前記合金元素ＡＥの含有量が５原子％≦ＡＥ≦５０原子％であることを特徴とする。
【０００７】
前記手段を採用することにより、希土類元素を含む永久磁石よりなる第１部材と、板状インサートとを、希土類元素系合金より構成された高活性な第１のろう材よりなる第１の接合層を介して強固に接合（即ちろう接）し得ると共に、その第１部材よりも熱膨脹率が大きいＦｅ合金よりなる第２部材と、板状インサートとを、同じく希土類元素系合金より構成された高活性な第２のろう材よりなる第２の接合層を介して強固に接合（即ちろう接）し得るので、第１，第２部材間の接合強度の高い接合体を得ることができる。また特に第１，第２のろう材において前記合金元素ＡＥの含有量が５原子％≦ＡＥ≦５０原子％であるため、各ろう材の活性が損なわれず、しかも固液共存状態において液相を確保可能となる。
【０００８】
一方の平坦面側から他方の平坦面側に向って熱膨脹率が小から大に変化し、且つ一方の平坦面側の熱膨脹率は第１部材の熱膨脹率よりも大きく、また他方の平坦面側の熱膨脹率は第２部材の熱膨脹率よりも小さい板状インサートを第１，第２部材間に介在させると、それらの熱膨脹率が第１部材から第２部材に至るに従って漸次大きくなるように変化する。これにより、冷却工程で、第１，第２部材の熱膨脹率差に起因して両部材の接合部に生じる熱応力を緩和し得るので、熱膨脹率が小さい方の第１部材が希土類元素を含む永久磁石であって脆くても、それに割れが発生するのを回避することができる。
【０００９】
なお、第１，第２のろう材の熱膨脹率は、それらの縦弾性係数Ｅを小さくし得ると共にそれらの厚さを考慮すると、無視しても差支えない。
【００１０】
【発明の実施の形態】
図１は接合体１の一例を示す。この接合体１においては第１部材が、ＮｄＦｅＢ系永久磁石、ＳｍＣｏ系永久磁石等の希土類元素を含む永久磁石２であり、また第２部材が、永久磁石２よりも熱膨脹率が大きい炭素鋼（Ｆｅ系合金）よりなる鋼製ブロック体３である。
【００１１】
永久磁石２と鋼製ブロック体３との間に接合部４が存在する。その接合部４は、中間に存する板状インサート５と、永久磁石２および板状インサート５間に存する第１の接合層６と、鋼製ブロック体３および板状インサート５間に存する第２の接合層７とよりなる。
【００１２】
板状インサート５は、永久磁石２側の一方の平坦面ａ側から他方の平坦面ｂ側に向って熱膨脹率が小から大に変化し、且つ一方の平坦面ａ側の熱膨脹率は永久磁石２の熱膨脹率よりも大きく、また他方の平坦面ｂ側の熱膨脹率は鋼製ブロック体３の熱膨脹率よりも小さい。
【００１３】
第１，第２の接合層６，７は、箔状（または薄板状）をなす第１，第２のろう材が加熱下で液相を生じる、つまり両ろう材が完全な液相状態になるか、または固相と液相とが共存する固液共存状態になることによって形成されたものである。
【００１４】
接合処理に当っては、図２に示すように、板状インサート５において、一方の平坦面ａを永久磁石２の接合面ｃに向けると共にそれら平坦面ａおよび接合面ｃ間に第１の箔状ろう材８を介在させ、また他方の平坦面ｂを鋼製ブロック体３の接合面ｄに向けると共にそれら平坦面ｂおよび接合面ｄ間に第２の箔状ろう材９を介在させて、図３に示すように永久磁石２、第１のろう材８、板状インサート５、第２のろう材９および鋼製ブロック体３よりなる積層体１０を作製する。次いで積層体１０を、真空加熱炉内に設置して加熱することにより、第１，第２のろう材８，９を液相状態または固液共存状態にし、これにより、永久磁石２と板状インサート５とを第１のろう材８よりなる第１の接合層６を介して接合し、また鋼製ブロック体３と板状インサート５とを第２のろう材９よりなる第２の接合層７を介して接合する。その後、炉冷を行って接合体１を得る。
【００１５】
前記接合処理における加熱時間ｈは、それが長過ぎる場合には永久磁石２および鋼製ブロック体３の特性に影響を与えるので、ｈ≦１０時間であることが望ましく、生産性向上の観点からはｈ≦１時間である。
【００１６】
前記手段を採用することにより、永久磁石２と板状インサート５とを第１の接合層６を介して、また鋼製ブロック体３と板状インサート５とを第２の接合層７を介してそれぞれ強固に接合し得るので、永久磁石２および鋼製ブロック体３間の接合強度の高い接合体１を得ることができる。
【００１７】
永久磁石２および鋼製ブロック体３間に板状インサート５を存在させると、それら２，３，５の熱膨脹率が永久磁石２から鋼製ブロック体３に至るに従って漸次大きくなるように変化する。これにより、冷却工程で、永久磁石２および鋼製ブロック体３の熱膨脹率差に起因して接合部４に生じる熱応力を緩和し得るので、熱膨脹率が小さい方の永久磁石２が脆い場合にもそれに割れが発生するのを回避することができる。
【００１８】
なお、第１，第２のろう材８，９の熱膨脹率は、それら８，９の縦弾性係数Ｅを小さくし得ると共にそれらの厚さを考慮すると、無視しても差支えない。
【００１９】
板状インサート５としては、例えば、図４に示すように、複数、図示例では第１〜第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₁〜１１₄よりなるクラッド板が用いられる。各Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₁〜１１₄におけるＮｉ含有量は永久磁石２より離れるに従って漸減している。この場合、Ｎｉ含有量の最大値Ｎｉ（ｍａｘ）は第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₁のＮｉ（ｍａｘ）＝３６原子％であり、また最小値Ｎｉ（ｍｉｎ）は第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₄のＮｉ（ｍｉｎ）＝１０原子％である。
【００２０】
表１は板状インサート５の各部の組成および熱膨脹係数を示す。
【００２１】
【表１】

【００２２】
図４、表１から明らかなように、板状インサート５において、第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₁が一方の平坦面ａを備え、また第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₄が他方の平坦面ｂを備える。そして一方の平坦面ａ側から他方の平坦面ｂ側に向って熱膨脹率が小から大に変化する。
【００２３】
第１，第２のろう材８，９としては、希土類元素系合金より構成された高活性なものが用いられる。これらのろう材８，９においては、非晶質相の体積分率Ｖｆが５０％≦Ｖｆ≦１００％であることが望ましい。その理由は次の通りである。即ち、非晶質相は、酸化の起点となるような粒界層が存在しないので耐酸化性が著しく高く、また酸化物の混在も僅少であり、その上偏析がなく組成が均一である、といった特性を有するので、第１，第２の接合層６，７の強度向上を図る上で有効であるからである。
【００２４】
両ろう材８，９において、希土類元素にはＹ、Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｓｍ、Ｅｕ、Ｇｄ、Ｔｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、ＹｂおよびＬｕから選択される少なくとも一種が該当し、それらは単体、または混合物であるＭｍ（ミッシュメタル）、Ｄｉ（ジジミウム）の形態で用いられる。また合金元素ＡＥは希土類元素と共晶反応を行うもので、その合金元素ＡＥには、Ｃｕ、Ａｌ、Ｇａ、Ｃｏ、Ｆｅ、Ａｇ、Ｎｉ、Ａｕ、Ｍｎ、Ｚｎ、Ｐｄ、Ｓｎ、Ｓｂ、Ｐｂ、Ｂｉ、ＧｅおよびＩｎから選択される少なくとも一種が該当する。合金元素ＡＥの含有量は５原子％≦ＡＥ≦５０原子％に設定される。二種以上の合金元素ＡＥを含有する場合には、それらの合計含有量が５原子％≦ＡＥ≦５０原子％となる。ただし、合金元素ＡＥの含有量がＡＥ＞５０原子％ではろう材８，９の活性が損われ、一方、ＡＥ＜５原子％では固液共存状態において液相を確保することが難しくなる。
【００２５】
表２，３は、ろう材８，９を構成する各種希土類元素系共晶合金およびそれらの縦弾性係数Ｅを示す。
【００２６】
【表２】

【００２７】
【表３】

【００２８】
また希土類元素系亜、過共晶合金としては以下のものを挙げることができる。各化学式において、数値の単位は原子％である（これは以下同じ）。Ｅは縦弾性係数を意味する。
（ａ）Ｎｄ₆₀Ｃｕ₄₀合金（Ｅ＝４５００kgｆ／mm²）、Ｎｄ₇₅Ｃｕ₂₅合金（Ｅ＝４０００kgｆ／mm²）、Ｎｄ₈₀Ｃｕ₂₀合金（Ｅ＝３９５０kgｆ／mm²）、Ｎｄ₅₀Ｃｕ₅₀合金（Ｅ＝９０００kgｆ／mm²）……液相発生温度５２０℃（図５参照）
（ｂ）Ｓｍ₇₅Ｃｕ₂₅合金（Ｅ＝４０００kgｆ／mm²）、Ｓｍ₆₅Ｃｕ₃₅合金（Ｅ＝４３００kgｆ／mm²）……液相発生温度５９７℃
（ｃ）Ｎｄ₉₀Ａｌ₁₀合金（Ｅ＝３８５０kgｆ／mm²、液相発生温度６３４℃）、Ｎｄ₈₀Ｃｏ₂₀合金（Ｅ＝４０００kgｆ／mm²、液相発生温度５９９℃）、Ｌａ₈₅Ｇａ₁₅合金（Ｅ＝４０００kgｆ／mm²、液相発生温度５５０℃）
さらに三元系合金としては、Ｎｄ₆₅Ｆｅ₅Ｃｕ₃₀合金（Ｅ＝４２００kgｆ／mm²、液相発生温度５０１℃）およびＮｄ₇₀Ｃｕ₂₅Ａｌ₅合金（Ｅ＝４０００kgｆ／mm²、液相発生温度４７４℃）を挙げることができる。
〔実施例１〕
純度９９．９％のＮｄと、純度９９．９％のＣｕと、純度９９．９％のＡｌとを、Ｎｄ₇₀Ｃｕ₂₅Ａｌ₅合金が得られるように秤量し、次いでその秤量物を真空溶解炉を用いて溶解し、その後鋳造を行ってインゴットを得た。
【００２９】
このインゴットから約５０ｇの原料を採取し、これを石英ノズルで高周波溶解して溶湯を調製し、次いで溶湯を石英ノズルのスリットから、その下方で高速回転するＣｕ製冷却ロール外周面にアルゴンガス圧により噴出させて超急冷し、幅３０mm、厚さ２０μｍのＮｄ₇₀Ｃｕ₂₅Ａｌ₅合金よりなる薄帯を得た。この薄帯は均質であると共に連続性も良く、したがって前記組成の合金は薄帯形成性が良好である。
【００３０】
この場合の製造条件は次の通りである。即ち、石英ノズルの内径４０mm、スリットの寸法幅０．２５mm、長さ３０mm、アルゴンガス圧１．０kgｆ／cm²、溶湯温度８００℃、スリットと冷却ロールとの距離１．０mm、冷却ロールの周速３３ｍ／sec 、溶湯の冷却速度約１０⁵Ｋ／sec である。
【００３１】
図６は薄帯のＸ線回折結果を示し、この薄帯においては２θ≒３２°に幅広のハローパターンが観察され、このことから薄帯の金属組織は非晶質単相組織であることが判明し、その結晶化温度ＴｘはＴｘ＝１２９．８℃であった。また薄帯の液相発生温度ＴｍはＴｍ＝４７４℃であって易融化が図られており、さらに薄帯は、高い靱性を有するので、１８０°密着曲げが可能であり、また変色もなく優れた耐酸化性を備えていた。さらにまた前記製造条件において、冷却ロールの周速のみを変えて薄帯の厚さを２０μｍから４００μｍまで変化させ、非晶質単相組織が得られる薄帯の臨界厚さを求めたところ、その臨界厚さは２７０μｍであることが判明した。
【００３２】
次に、厚さ１００μｍの薄帯に打抜き加工を施して、図２に示すように縦１００mm、横２０mmで箔状をなし、且つ非晶質の第１，第２のろう材８，９を作製した。
【００３３】
第１部材として、縦１００mm、横２０mm、厚さ５mmのＮｄＦｅＢ系永久磁石（住友特殊金属社製、商品名ＮＥＯＭＡＸ−２８ＵＨ、キュリー点３１０℃）２を選定し、また第２部材として、炭素鋼（ＪＩＳＳ３５Ｃ）よりなり、且つ縦２０mm、横２０mm、長さ１００mmの直方体状の鋼製ブロック体３を選定した。
【００３４】
ＮｄＦｅＢ系永久磁石２の熱膨脹係数は約１．０×１０^-6／℃（平均値）であり、また鋼製ブロック体３の熱膨脹係数は約１２．２×１０^-6／℃であった。
【００３５】
図７は、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２および鋼製ブロック体３の温度と熱膨脹率との関係を示す。図７から明らかなように、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２は、約３１０℃にて熱膨脹率が逆転し、また約３１０℃以下の温度域における熱膨脹率変化が小さいといった特異性を持つこと、および加熱工程後の冷却工程において、その温度降下に伴いＮｄＦｅＢ系永久磁石２の熱膨脹率と鋼製ブロック体３の熱膨脹率との差が急激に増大することが判る。
【００３６】
さらに板状インサート５として、表１および図４に示した構造を有し、縦１００mm、横２０mm、厚さ１．５mmのものを用意した。
【００３７】
図２，４に示すように、鋼製ブロック体３の長方形をなす上向きの接合面ｄ上に第２のろう材９を、また第２のろう材９上に、第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₄（他方の平坦面ｂ）を下向きにした板状インサート５を、さらに板状インサート５の第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₁（一方の平坦面ａ）上に第１のろう材８を、さらにまた第１のろう材８上に長方形の接合面ｃを下向きにしたＮｄＦｅＢ系永久磁石２をそれぞれ重ね合せて、図３に示す積層体１０を作製した。
【００３８】
次いで、その積層体１０を真空加熱炉内に設置し、加熱温度Ｔ＝５４０℃、加熱時間ｈ＝２０分間の加熱工程、それに次ぐ炉冷よりなる冷却工程を行って、図１に示すようにＮｄＦｅＢ系永久磁石２と、第１のろう材８より形成された結晶質の第１の接合層６と、板状インサート５と、第２のろう材９より形成された結晶質の第２の接合層７と、鋼製ブロック体３とよりなる接合体１を得た。この接合処理においては、加熱温度ＴがＴ＝５４０℃であって、両ろう材８，９の液相発生温度Ｔｍ＝４７４℃を超えているので、両ろう材８，９は完全な液相状態となる。
【００３９】
このようにして得られた接合体１を目視にて観察したところ、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２と板状インサート５とが第１の接合層６を介して十分に接合しており、また鋼製ブロック体３と板状インサート５とが第２の接合層７を介して十分に接合していることが判明した。
【００４０】
またＮｄＦｅＢ系永久磁石２において割れの発生は全然認められなかった。これは、図７に示したように、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２と鋼製ブロック体３の熱膨脹率が冷却工程において大きく異なるにも拘らず、板状インサート５を使用したことにより、冷却工程において接合部４に発生する熱応力が緩和されたことに起因する。特に、板状インサート５において、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２に最も近い第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₁の組成をインバー（invar)組成にして、約３１０℃以下の温度域における第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₁の熱的挙動をＮｄＦｅＢ系永久磁石２のそれに近似させたことが、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２の割れ発生を回避する上に大きな要因となっている。
【００４１】
ＮｄＦｅＢ系永久磁石２、ＳｍＣｏ系永久磁石等の希土類元素を含む永久磁石は、接合処理時の加熱温度ＴがＴ＞６５０℃になると、その磁気特性、特に保磁力_IＨ_C（磁化の強さＩ＝０）が低下傾向となる。ただし、残留磁束密度Ｂｒおよび保磁力_BＨ_C（磁束密度Ｂ＝０）は殆ど変わらず、したがって最大磁気エネルギ積（ＢＨ）ｍａｘは略一定である。両ろう材８，９を用いた接合処理において、その加熱温度ＴはＴ＝５４０℃であってＴ≦６５０℃であるから、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２の磁気特性を変化させるようなことはない。
〔実施例２〕
箔状をなす非晶質の第１，第２のろう材８，９として、実施例１で述べたものと同一組成で、且つ縦２０mm、横２０mm、厚さ１００μｍのものを各ろう材８，９について２つ宛用意した。
【００４２】
またＮｄＦｅＢ系永久磁石２として、実施例１で述べたものと同一構造で、且つ縦２０mm、横２０mm、厚さ５mmのものを用意した。
【００４３】
さらに鋼製ブロック体３として、実施例１で述べたものと同一材質で、且つ縦２０mm、横２０mm、長さ４０mmのものを２つ用意した。
【００４４】
さらにまた、板状インサート５として、実施例１で述べたものと同一構造で、且つ縦２０mm、横２０mm、厚さ１．５mmのものを２つ用意した。
【００４５】
図８（図４も参照）に示すように、１つの鋼製ブロック体３の正方形をなす上向きの接合面ｄ上に第２のろう材９を、第２のろう材９上に、第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₄（他方の接合面ｂ）を下向きにした板状インサート５を、板状インサート５の第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₁（一方の平坦面ａ）上に第１のろう材８を、第１のろう材８上に正方形をなす一方の接合面ｃを下向きにしたＮｄＦｅＢ系永久磁石２を、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２の正方形をなす他方の上向きの接合面ｃ上に第１のろう材８を、第１のろう材８上に、第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₁（一方の平坦面ａ）を下向きにした板状インサート５を、板状インサート５の第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１₄（他方の平坦面ｂ）上に第２のろう材９を、第２のろう材９上に接合面ｄを下向きにしたもう１つの鋼製ブロック体３をそれぞれ重ね合せて積層体を作製し、同様の手順で合計２０個の積層体を作製した。両鋼製ブロック体３に存する貫通孔１３は引張り試験においてチャックとの連結に用いられる。
【００４６】
次いで、各積層体を真空加熱炉内に設置し、加熱温度Ｔ＝５４０℃、加熱時間ｈ＝２０分間の加熱工程、それに次ぐ炉冷よりなる冷却工程を行って、図９に示す２０個のサンドイッチ状物１４を得た。各サンドイッチ状物１４は、１つのＮｄＦｅＢ系永久磁石２を共用する２つの接合体１よりなる。
【００４７】
この接合処理においては、実施例１同様に、加熱温度ＴがＴ＝５４０℃に設定されているので、液相発生温度ＴｍがＴｍ＝４７４℃の各ろう材８，９は完全な液相状態となる。
【００４８】
このようにして得られた各サンドイッチ状物１４を目視にて観察したところ、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２と各板状インサート５とが第１の接合層６を介して十分に接合しており、また鋼製ブロック体３と各板状インサート５とが第２の接合層７を介して十分に接合していることが判った。またＮｄＦｅＢ系永久磁石２において割れの発生は全然認められなかった。
【００４９】
比較のため、前記同様のＮｄＦｅＢ系永久磁石２と前記同様の２つの鋼製ブロック体３とを、それら鋼製ブロック体３により、エポキシ樹脂系接着剤（日本チバガイギ社製、商品名アラルダイト）を介しＮｄＦｅＢ系永久磁石２を挟むように重ね合せて積層体を作製し、同様の手順で合計２０個の積層体を作製した。次いで、これら積層体を乾燥炉内に設置して、加熱温度２００℃、加熱時間６０分間の加熱工程、それに次ぐ炉冷よりなる冷却工程を行って、２つの鋼製ブロック体３と永久磁石２とをそれぞれエポキシ樹脂系接着剤を介して接合した２０個のサンドイッチ状物を得た。
【００５０】
ろう材８，９および板状インサート５を用いたサンドイッチ状物１４およびエポキシ樹脂系接着剤を用いたサンドイッチ状物の各１０個について室温下で引張り試験を行い、また残りの各１０個について１５０℃の加熱下で引張り試験を行ったところ、表４の結果を得た。
【００５１】
【表４】

【００５２】
表４から明らかなように、ろう材８，９および板状インサート５を用いたサンドイッチ状物１４は、室温下および１５０℃の加熱下において、エポキシ樹脂系接着剤を用いたサンドイッチ状物に比べて接合強度が高く、またその接合強度は両環境下において殆ど変わらず、さらにそのばらつきも小さい。エポキシ系接着剤を用いたサンドイッチ状物は室温下における接合強度が低い上にそのばらつきが大きく、また１５０℃の加熱下ではその接合強度が室温下のそれの３分の１に低下する。
【００５３】
ＮｄＦｅＢ系永久磁石２、ＳｍＣｏ系永久磁石等の希土類元素を含む永久磁石の濡れ性の悪さは、その結晶粒界に希土類元素濃度、この実施例ではＮｄ濃度の高い相が存在していることに起因する。前記ろう材８，９を用いた接合処理において、それらろう材８，９は液相状態となっており、Ｎｄを主成分とするＮｄ₇₀Ｃｕ₂₅Ａｌ₅合金より生じた液相は、高活性であると共に前記結晶粒界に存するＮｄ濃度の高い相と主成分を共通にすることからＮｄＦｅＢ系永久磁石２に対して優れた濡れ性を発揮し、また前記高活性化に伴い鋼製ブロック体３および板状インサート５に対する濡れ性も極めて良好である。
【００５４】
前記接合技術は、回転機としてのモータ用ロータにおいて、そのロータ本体に対するＮｄＦｅＢ系永久磁石２の接合に適用され、回転数が１００００rpm 以上である高速回転モータの実現を可能にするものである。
【００５５】
【発明の効果】
本発明によれば、希土類元素を含む永久磁石よりなる第１部材と、板状インサートとを、希土類元素系合金より構成された高活性な第１のろう材よりなる第１の接合層を介して強固に接合（即ちろう接）し得ると共に、その第１部材よりも熱膨脹率が大きいＦｅ合金よりなる第２部材と、板状インサートとを、同じく希土類元素系合金より構成された高活性な第２のろう材よりなる第２の接合層を介して強固に接合（即ちろう接）し得るので、熱膨張率を異にする第１，第２部材を強固に接合することができる。また特に第１，第２のろう材において前記合金元素ＡＥの含有量が５原子％≦ＡＥ≦５０原子％であるため、各ろう材の活性が損なわれず、しかも固液共存状態において液相を確保可能となる。
また一方の平坦面側から他方の平坦面側に向って熱膨脹率が小から大に変化し、且つ一方の平坦面側の熱膨脹率は第１部材の熱膨脹率よりも大きく、また他方の平坦面側の熱膨脹率は第２部材の熱膨脹率よりも小さい板状インサートを第１，第２部材間に介在させるので、それらの熱膨脹率が第１部材から第２部材に至るに従って漸次大きくなるように変化し、これにより、冷却工程で、第１，第２部材の熱膨脹率差に起因して両部材の接合部に生じる熱応力を緩和し得るので、熱膨脹率が小さい第１部材が希土類元素を含む永久磁石であって脆くても、それに冷却工程で割れが発生するのを回避することができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】接合体の一部拡大正面図である。
【図２】永久磁石、ろう材、板状インサートおよび鋼製ブロック体の重ね合せ関係の一例を示す斜視図である。
【図３】積層体の側面図である。
【図４】板状インサートの構造説明図である。
【図５】Ｃｕ−Ｎｄ系状態図である。
【図６】Ｎｄ₇₀Ｃｕ₂₅Ａｌ₅合金のＸ線回折図である。
【図７】温度と熱膨脹率との関係を示すグラフである。
【図８】永久磁石、ろう材、板状インサートおよび鋼製ブロック体の重ね合せ関係の他例を示す斜視図である。
【図９】サンドイッチ状物の斜視図である。
【符号の説明】
１接合体
２永久磁石（第１部材）
３鋼製ブロック体（第２部材）
５板状インサート
６，７第１，第２の接合層
８，９第１，第２のろう材
１０積層体
１１₁〜１１₄ 第１〜第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板
ａ一方の接合面
ｂ他方の接合面
ｃ，ｄ接合面[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention relates to a method for heating and joining two members having different thermal expansion rates, particularly a first member made of a permanent magnet containing a rare earth element, and a second member made of an Fe alloy having a higher thermal expansion rate than the first member. And a method of joining under heat using a brazing material .
[0002]
[Prior art]
Conventionally, for example, when a permanent magnet containing a rare earth element as a first member and a steel mounting base as a second member are joined, a synthetic resin adhesive has been used (for example, Japanese Patent Publication No. 61-33339). See the official gazette).
[0003]
The reason why synthetic resin adhesives are used in this way is that permanent magnets containing rare earth elements are very brittle and thus have poor machinability. Also, when exposed to high temperatures, the metal structure changes, and magnetic properties change accordingly. This is because it has a property of being affected, and therefore, when a permanent magnet is attached to a steel mounting base, it is not possible to employ attachment means such as a bayonet structure, screwing, or welding.
[0004]
[Problems to be solved by the invention]
However, the joining with the synthetic resin adhesive has a problem that the joining strength is remarkably lowered with the temperature rise of the permanent magnet, and the quality control is difficult due to the large variation in joining strength.
[0005]
In view of the above, the present invention provides a first member made of a permanent magnet containing a rare earth element and a second member made of an Fe alloy having a thermal expansion coefficient larger than that of the first member. The above-mentioned heat-bonding that relaxes the thermal stress generated at the joint between the two members and avoids cracking of the member in the cooling step even if the member with the smaller coefficient of thermal expansion is brittle It aims to provide a method.
[0006]
[Means for Solving the Problems]
The present invention provides a plate-like insert for joining a first member made of a permanent magnet containing a rare earth element and a second member made of an Fe alloy having a higher thermal expansion coefficient than the first member under heating. The coefficient of thermal expansion changes from small to large from one flat surface side to the other flat surface side, and the thermal expansion coefficient on one flat surface side is larger than the thermal expansion coefficient of the first member, and the other flat surface side. A thermal expansion coefficient on the surface side is smaller than the thermal expansion coefficient of the second member, and in the plate-like insert, the one flat surface is directed to the bonding surface of the first member, and between the flat surface and the bonding surface. The first brazing material is interposed between the first brazing material and the other flat surface is directed to the joint surface of the second member, and the second brazing material is interposed between the flat surface and the joint surface. 1 brazing material, plate insert, second filter A laminated body made of a material and a second member is manufactured, and then the laminated body is heated to join the first member and the plate-like insert through the first joining layer made of the first brazing material. Further, heating using the brazing material of the two members having different thermal expansion rates, which joins the second member and the plate-like insert through the second joining layer made of the second brazing material. In the joining method, the first and second brazing materials are selected from Y, La, Ce, Pr, Nd, Sm, Eu, Gd, Tb, Dy, Ho, Er, Tm, Yb, and Lu. At least one rare earth element and at least one alloy selected from Cu, Al, Ga, Co, Fe, Ag, Ni, Au, Mn, Zn, Pd, Sn, Sb, Pb, Bi, Ge, and In It consists of a rare earth element-based alloy consisting of elements AE Before SL first, the feature that the content of the alloy element AE in the second brazing material is 5 atomic% ≦ AE ≦ 50 atomic%.
[0007]
By adopting the above-described means, the first member made of a permanent magnet containing a rare earth element, and the plate-like insert, the first bonding layer made of a highly active first brazing material made of a rare earth element-based alloy. The second member made of an Fe alloy having a higher thermal expansion coefficient than that of the first member and the plate-like insert are also made of a rare earth element-based alloy. because active may second second bonding strength solid through a bonding layer made of a brazing material (i.e. brazing), it is possible to obtain the first, high joining body of the bonding strength between the second member. In particular, since the content of the alloy element AE in the first and second brazing materials is 5 atomic% ≦ AE ≦ 50 atomic%, the activity of each brazing material is not impaired, and the liquid phase is maintained in a solid-liquid coexistence state. It can be secured.
[0008]
The thermal expansion coefficient changes from small to large from one flat surface side to the other flat surface side, and the thermal expansion coefficient of one flat surface side is larger than the thermal expansion coefficient of the first member, and the other flat surface side the coefficient of thermal expansion is small plate insert than the thermal expansion coefficient the first second member, when the Zaisa through between the second member, so that their thermal expansion rate becomes gradually larger as reaching the second member from the first member Change. Thereby, in the cooling process, the thermal stress generated at the joint portion between the two members due to the difference between the thermal expansion coefficients of the first and second members can be relieved, so the first member with the smaller thermal expansion coefficient contains the rare earth element. Even if it is a permanent magnet and is brittle, it can be avoided that cracking occurs.
[0009]
Note that the thermal expansion coefficients of the first and second brazing materials can be ignored if their longitudinal elastic modulus E can be reduced and their thickness is taken into consideration.
[0010]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
FIG. 1 shows an example of a joined body 1. In this joined body 1, the first member is a permanent magnet 2 containing a rare earth element such as an NdFeB-based permanent magnet or an SmCo-based permanent magnet, and the second member is a carbon steel having a higher thermal expansion coefficient than the permanent magnet 2 ( This is a steel block body 3 made of an Fe-based alloy.
[0011]
There is a joint 4 between the permanent magnet 2 and the steel block body 3. The joint 4 includes a plate-like insert 5 that exists in the middle, a first joining layer 6 that exists between the permanent magnet 2 and the plate-like insert 5, and a second that exists between the steel block body 3 and the plate-like insert 5. It consists of the joining layer 7.
[0012]
The plate-like insert 5 has a coefficient of thermal expansion changing from small to large from one flat surface a side on the permanent magnet 2 side to the other flat surface b side, and the thermal expansion coefficient on the one flat surface a side is permanent magnet. 2 is larger than that of the other flat surface b, and is smaller than that of the steel block 3.
[0013]
The first and

second bonding layers

6 and 7 have a foil-like (or thin-plate-like) first and second brazing filler metal that generate a liquid phase under heating, that is, both brazing filler metals are in a completely liquid phase state. Or a solid-liquid coexistence state in which a solid phase and a liquid phase coexist.
[0014]
In the joining process, as shown in FIG. 2, in the plate-like insert 5, one flat surface a is directed to the joining surface c of the permanent magnet 2 and the first foil is provided between the flat surface a and the joining surface c. The brazing filler metal 8 is interposed, the other flat surface b is directed to the joint surface d of the steel block body 3, and the second foil brazing material 9 is interposed between the flat surface b and the joint surface d. As shown in FIG. 3, a laminated body 10 including the permanent magnet 2, the first brazing material 8, the plate-like insert 5, the second brazing material 9, and the steel block body 3 is produced. Next, the laminated body 10 is placed in a vacuum heating furnace and heated to bring the first and second brazing

materials

8 and 9 into a liquid phase state or a solid-liquid coexistence state. The insert 5 is joined via the first joining layer 6 made of the first brazing material 8, and the steel block body 3 and the plate-like insert 5 are joined by the second joining material 9. 7 is joined. Thereafter, furnace bonding is performed to obtain the joined body 1.
[0015]
When the heating time h in the joining process is too long, it affects the characteristics of the permanent magnet 2 and the steel block body 3, so h ≦ 10 hours is desirable. From the viewpoint of improving productivity, h ≦ 1 hour.
[0016]
By adopting the above-described means, the permanent magnet 2 and the plate-like insert 5 are connected via the first bonding layer 6, and the steel block body 3 and the plate-like insert 5 are connected via the second bonding layer 7. Since each can be firmly joined, the joined body 1 having high joining strength between the permanent magnet 2 and the steel block body 3 can be obtained.
[0017]
When the plate-like insert 5 is present between the permanent magnet 2 and the steel block body 3, the thermal expansion coefficients of these 2, 3, and 5 change so as to gradually increase from the permanent magnet 2 to the steel block body 3. Thereby, in the cooling process, the thermal stress generated in the joint portion 4 due to the difference in thermal expansion coefficient between the permanent magnet 2 and the steel block body 3 can be relieved, so that the permanent magnet 2 having a smaller thermal expansion coefficient is brittle. It is also possible to avoid the occurrence of cracks in it.
[0018]
The thermal expansion coefficients of the first and

second brazing materials

8 and 9 can be ignored if the longitudinal elastic modulus E of those 8 and 9 can be reduced and their thickness is taken into consideration.
[0019]
As the plate-like insert 5, for example, as shown in FIG. 4, a plurality of clad plates made of _first to _fourth Fe—Ni alloy plates 11 _{1 to} 11 ₄ are used in the illustrated example. The Ni content in each of the Fe—Ni alloy plates 11 _{1 to} 11 ₄ gradually decreases as the distance from the permanent magnet 2 increases. In this case, the maximum value Ni (max) of the Ni content is Ni (max) = 36 atomic% of the _first Fe—Ni alloy plate 11 ₁ , and the minimum value Ni (min) is the fourth Fe—Ni alloy plate 11 _4. Ni (min) = 10 atomic%.
[0020]
Table 1 shows the composition and thermal expansion coefficient of each part of the plate-like insert 5.
[0021]
[Table 1]

[0022]
4, as is clear from Table 1, the plate-shaped insert 5, the 1Fe-Ni alloy plate 11 ₁ is provided with one flat surface a, also the first 4Fe-Ni alloy plate 11 ₄ the other flat surface b Prepare. The coefficient of thermal expansion changes from small to large from one flat surface a side to the other flat surface b side.
[0023]
As the first and

second brazing materials

8 and 9, highly active materials composed of rare earth element based alloys are used. In these

brazing materials

8 and 9, the volume fraction Vf of the amorphous phase is desirably 50% ≦ Vf ≦ 100%. The reason is as follows. In other words, the amorphous phase has a very high oxidation resistance because there is no grain boundary layer as a starting point of oxidation, and there is little oxide mixing, and there is no segregation and the composition is uniform. This is because it is effective in improving the strength of the first and

second bonding layers

6 and 7.
[0024]
In both

brazing materials

8 and 9, the rare earth element corresponds to at least one selected from Y, La, Ce, Pr, Nd, Sm, Eu, Gd, Tb, Dy, Ho, Er, Tm, Yb and Lu. , They are used in the form of Mm (Misch metal) or Di (Didimium) which is a simple substance or a mixture. The alloy element AE performs a eutectic reaction with a rare earth element. The alloy element AE includes Cu, Al, Ga, Co, Fe, Ag, Ni, Au, Mn, Zn, Pd, Sn, Sb, Pb. At least one selected from Bi, Ge, and In is applicable. The content of the alloy element AE is set to 5 atomic% ≦ AE ≦ 50 atomic%. When two or more kinds of alloy elements AE are contained, the total content thereof is 5 atomic% ≦ AE ≦ 50 atomic%. However, when the content of the alloy element AE is AE> 50 atomic%, the activity of the

brazing materials

8 and 9 is impaired. On the other hand, when AE <5 atomic%, it is difficult to secure a liquid phase in a solid-liquid coexistence state.
[0025]
Tables 2 and 3 show various rare earth element type eutectic alloys constituting the

brazing materials

8 and 9 and their longitudinal elastic modulus E.
[0026]
[Table 2]

[0027]
[Table 3]

[0028]
Examples of rare earth element-based sub- and hypereutectic alloys include the following. In each chemical formula, the unit of numerical values is atomic% (the same applies hereinafter). E means the longitudinal elastic modulus.
(A) Nd ₆₀ Cu ₄₀ alloy (E = 4500 kgf / mm ² ), Nd ₇₅ Cu ₂₅ alloy (E = 4000 kgf / mm ² ), Nd ₈₀ Cu ₂₀ alloy (E = 3950 kgf / mm ² ), Nd ₅₀ Cu ₅₀ alloy (E = 9000 kgf / mm ² ) …… Liquid phase generation temperature 520 ° C. (see FIG. 5)
(B) Sm ₇₅ Cu ₂₅ alloy (E = 4000 kgf / mm ² ), Sm ₆₅ Cu ₃₅ alloy (E = 4300 kgf / mm ² ) …… Liquid phase generation temperature 597 ° C.
(C) Nd ₉₀ Al ₁₀ alloy (E = 3850 kgf / mm ² , liquid phase generation temperature 634 ° C.), Nd ₈₀ Co ₂₀ alloy (E = 4000 kgf / mm ² , liquid phase generation temperature 599 ° C.), La ₈₅ Ga ₁₅ alloy (E = 4000kgf / mm ² , liquid phase generation temperature 550 ° C)
Further, as ternary alloys, Nd ₆₅ Fe ₅ Cu ₃₀ alloy (E = 4200 kgf / mm ² , liquid phase generation temperature 501 ° C.) and Nd ₇₀ Cu ₂₅ Al ₅ alloy (E = 4000 kgf / mm ²⁾ , liquid phase generation temperature 474 ° C.).
[Example 1]
Nd with a purity of 99.9%, Cu with a purity of 99.9%, and Al with a purity of 99.9% are weighed to obtain an Nd ₇₀ Cu ₂₅ Al ₅ alloy, and then the weighed product is vacuum-dissolved. It melt | dissolved using the furnace and casted after that and obtained the ingot.
[0029]
About 50 g of raw material is sampled from this ingot, and this is melted at a high frequency with a quartz nozzle to prepare a molten metal, and then the molten metal is discharged from the slit of the quartz nozzle to the outer peripheral surface of a Cu cooling roll that rotates at a high speed below it. And a thin ribbon made of an Nd ₇₀ Cu ₂₅ Al ₅ alloy having a width of 30 mm and a thickness of 20 μm was obtained. The ribbon is homogeneous and has good continuity, so an alloy of the above composition has good ribbon formation.
[0030]
The manufacturing conditions in this case are as follows. That is, the inner diameter of the quartz nozzle is 40 mm, the slit width is 0.25 mm, the length is 30 mm, the argon gas pressure is 1.0 kgf / cm ² , the molten metal temperature is 800 ° C., the distance between the slit and the cooling roll is 1.0 mm, the circumference of the cooling roll The speed is 33 m / sec and the molten metal cooling rate is about 10 ⁵ K / sec.
[0031]
FIG. 6 shows the X-ray diffraction result of the ribbon. In this ribbon, a wide halo pattern of 2θ≈32 ° is observed, and this indicates that the metal structure of the ribbon is an amorphous single-phase structure. As a result, the crystallization temperature Tx was Tx = 129.8 ° C. Moreover, the liquid phase generation temperature Tm of the ribbon is Tm = 474 ° C. and easy melting is achieved. Further, since the ribbon has high toughness, it can be bent 180 ° and is excellent without discoloration. It had high oxidation resistance. Furthermore, in the manufacturing conditions, the thickness of the ribbon was changed from 20 μm to 400 μm by changing only the peripheral speed of the cooling roll, and the critical thickness of the ribbon for obtaining an amorphous single phase structure was determined. The critical thickness was found to be 270 μm.
[0032]
Next, a thin ribbon having a thickness of 100 μm is punched into a foil shape having a length of 100 mm and a width of 20 mm as shown in FIG. 2, and amorphous first and

second brazing materials

8 and 9 are formed. Produced.
[0033]
NdFeB permanent magnet (Sumitomo Special Metal Co., Ltd., trade name NEOMAX-28UH, Curie point 310 ° C.) 2 having a length of 100 mm, a width of 20 mm, and a thickness of 5 mm is selected as the first member, and carbon steel is selected as the second member. A rectangular steel block 3 made of (JIS S35C) and having a length of 20 mm, a width of 20 mm, and a length of 100 mm was selected.
[0034]
The thermal expansion coefficient of the NdFeB permanent magnet 2 was about 1.0 × 10 ⁻⁶ / ° C. (average value), and the thermal expansion coefficient of the steel block body 3 was about 12.2 × 10 ⁻⁶ / ° C.
[0035]
FIG. 7 shows the relationship between the temperature of the NdFeB-based permanent magnet 2 and the steel block body 3 and the coefficient of thermal expansion. As is apparent from FIG. 7, the NdFeB permanent magnet 2 has a peculiarity that the coefficient of thermal expansion is reversed at about 310 ° C. and the change in the coefficient of thermal expansion is small in a temperature range of about 310 ° C. or less, and the heating process. In the subsequent cooling step, it can be seen that the difference between the thermal expansion coefficient of the NdFeB permanent magnet 2 and the thermal expansion coefficient of the steel block 3 increases rapidly as the temperature drops.
[0036]
Further, a plate-like insert 5 having a structure shown in Table 1 and FIG. 4 and having a length of 100 mm, a width of 20 mm, and a thickness of 1.5 mm was prepared.
[0037]
As shown in FIGS. 2 and 4, the second brazing material 9 is placed on the upward joint surface d forming the rectangle of the steel block body 3, and the fourth Fe—Ni alloy plate 11 is placed on the second brazing material 9. ₄ A plate-like insert 5 with the other flat surface b facing downward, and further a first brazing material 8 on the first Fe—Ni alloy plate 11 ₁ (one flat surface a) of the plate-like insert 5 Moreover, the laminated body 10 shown in FIG. 3 was produced by superimposing the NdFeB permanent magnet 2 with the rectangular joint surface c facing downward on the first brazing material 8.
[0038]
Next, the laminated body 10 is placed in a vacuum heating furnace, and a heating process of heating temperature T = 540 ° C., heating time h = 20 minutes, and subsequent cooling process including furnace cooling are performed, as shown in FIG. A crystalline second bonding layer 6 formed from the NdFeB-based permanent magnet 2, the first brazing material 8, a plate-like insert 5, and a crystalline second layer formed from the second brazing material 9. A joined body 1 including the joining layer 7 and the steel block body 3 was obtained. In this joining process, since the heating temperature T is T = 540 ° C. and exceeds the liquid phase generation temperature Tm = 474 ° C. of both

brazing materials

8 and 9, both brazing

materials

8 and 9 are in a complete liquid phase. It becomes a state.
[0039]
When the joined body 1 obtained in this way was visually observed, the NdFeB permanent magnet 2 and the plate-like insert 5 were sufficiently joined via the first joining layer 6, and the steel block It has been found that the body 3 and the plate-like insert 5 are sufficiently joined via the second joining layer 7.
[0040]
Further, no cracking was observed in the NdFeB permanent magnet 2. As shown in FIG. 7, this is because the plate-like insert 5 is used in spite of the fact that the thermal expansion coefficients of the NdFeB permanent magnet 2 and the steel block 3 are greatly different in the cooling process. This is because the thermal stress generated in the portion 4 is relaxed. In particular, in the plate-like insert 5, the composition of the _first Fe—Ni alloy plate 11 ₁ closest to the NdFeB permanent magnet 2 is an invar composition, and the first Fe—Ni alloy plate 11 in a temperature range of about 310 ° C. or less. Approximating the thermal behavior of ₁ to that of the NdFeB permanent magnet 2 is a major factor in avoiding the occurrence of cracks in the NdFeB permanent magnet 2.
[0041]
A permanent magnet containing rare earth elements such as the NdFeB permanent magnet 2 and the SmCo permanent magnet has a magnetic property, particularly a coercive force _I H _C (magnetization strength), when the heating temperature T during the joining process reaches T> 650 ° C. I = 0) tends to decrease. However, the residual magnetic flux density Br and the coercive force _B H _C (magnetic flux density B = 0) are hardly changed, and therefore the maximum magnetic energy product (BH) max is substantially constant. In the joining process using both

brazing materials

8 and 9, the heating temperature T is T = 540 ° C. and T ≦ 650 ° C. Therefore, the magnetic characteristics of the NdFeB permanent magnet 2 are not changed.
[Example 2]
As the amorphous first and second

brazing filler metals

8 and 9 having a foil shape, each brazing filler metal 8 having the same composition as that described in Example 1, 20 mm in length, 20 mm in width, and 100 μm in thickness is used. , 9 were prepared for two.
[0042]
Further, as the NdFeB permanent magnet 2, one having the same structure as that described in Example 1, 20 mm in length, 20 mm in width, and 5 mm in thickness was prepared.
[0043]
Further, two steel blocks 3 having the same material as that described in Example 1, 20 mm in length, 20 mm in width, and 40 mm in length were prepared.
[0044]
Furthermore, two plate-like inserts 5 having the same structure as described in Example 1, 20 mm long, 20 mm wide, and 1.5 mm thick were prepared.
[0045]
As shown in FIG. 8 (see also FIG. 4), the second brazing material 9 is formed on the upward joint surface d forming the square of one steel block body 3, and the fourth Fe material is formed on the second brazing material 9. The plate-like insert 5 with the Ni alloy plate 11 ₄ (the other joining surface b) facing downward is placed on the first Fe—Ni alloy plate 11 ₁ (one flat surface a) of the plate-like insert 5 with the first brazing material. 8, the NdFeB-based permanent magnet 2 with one joining surface c forming a square on the first brazing material 8 facing down, and the first NdFeB-based permanent magnet 2 on the other upward joining surface c forming the square of the NdFeB-based permanent magnet 2. The brazing filler metal 8 is placed on the first brazing filler metal 8 with the first Fe—Ni alloy plate 11 ₁ (one flat surface a) facing downward, and the fourth Fe—Ni alloy of the platy insert 5. plate 11 ₄ a second brazing material 9 (the other flat surface b) above, downward joint surfaces d on the second brazing material 9 Another steel block body 3 to form a combined in laminates overlaid each you to prepare a total of 20 pieces of laminate in the same procedure. The through-hole 13 existing in both steel block bodies 3 is used for connection with the chuck in the tensile test.
[0046]
Next, each laminated body was placed in a vacuum heating furnace, and a heating step of heating temperature T = 540 ° C., a heating time h = 20 minutes was performed, followed by a cooling step consisting of furnace cooling. A sandwich 14 was obtained. Each sandwich 14 is composed of two joined bodies 1 sharing one NdFeB permanent magnet 2.
[0047]
In this joining process, as in Example 1, the heating temperature T is set to T = 540 ° C., so that the

brazing materials

8 and 9 whose liquid phase generation temperature Tm is Tm = 474 ° C. are in a completely liquid phase state. It becomes.
[0048]
When each sandwich-like product 14 thus obtained was visually observed, the NdFeB-based permanent magnet 2 and each plate-like insert 5 were sufficiently joined via the first joining layer 6, and It was found that the steel block body 3 and each plate-like insert 5 were sufficiently joined via the second joining layer 7. Further, no cracking was observed in the NdFeB permanent magnet 2.
[0049]
For comparison, an NdFeB permanent magnet 2 similar to the above and two steel block bodies 3 similar to those described above are bonded with an epoxy resin adhesive (trade name Araldite, manufactured by Ciba Gaigi Co., Ltd.) using the steel block bodies 3. Thus, a laminate was prepared by sandwiching the NdFeB permanent magnets 2 therebetween, and a total of 20 laminates were produced in the same procedure. Then, these laminated bodies are installed in a drying furnace, a heating step of heating temperature of 200 ° C. and a heating time of 60 minutes, and a cooling step consisting of furnace cooling are performed, followed by two steel block bodies 3 and permanent magnets 2. 20 sandwich-like products were obtained, each of which was bonded via an epoxy resin adhesive.
[0050]
Tens of each of the sandwich-like product 14 using the

brazing materials

8 and 9 and the plate-like insert 5 and the sandwich-like product using the epoxy resin adhesive are subjected to a tensile test at room temperature. When a tensile test was performed under heating at 0 ° C., the results shown in Table 4 were obtained.
[0051]
[Table 4]

[0052]
As is apparent from Table 4, the sandwich 14 using the

brazing filler metals

8 and 9 and the plate-like insert 5 is compared with the sandwich using the epoxy resin adhesive at room temperature and under heating at 150 ° C. Therefore, the bonding strength is high, the bonding strength hardly changes in both environments, and the variation is small. A sandwich using an epoxy adhesive has a low bonding strength at room temperature and a large variation, and when heated at 150 ° C., the bonding strength decreases to one third of that at room temperature.
[0053]
The poor wettability of permanent magnets containing rare earth elements, such as NdFeB permanent magnet 2 and SmCo permanent magnet, is that a phase with a high rare earth element concentration, in this embodiment, a high Nd concentration exists at the crystal grain boundary. to cause. In the joining process using the

brazing materials

8 and 9, the

brazing materials

8 and 9 are in a liquid phase state, and the liquid phase produced from the Nd ₇₀ Cu ₂₅ Al ₅ alloy containing Nd as a main component is highly active. And a high Nd concentration phase present in the crystal grain boundary and a main component in common, so that excellent wettability is exhibited with respect to the NdFeB permanent magnet 2, and the steel block body with the high activation. The wettability with respect to 3 and the plate-like insert 5 is also very good.
[0054]
The joining technique is applied to the joining of the NdFeB permanent magnet 2 to the rotor body in a motor rotor as a rotating machine, and enables the realization of a high-speed rotating motor having a rotational speed of 10,000 rpm or more.
[0055]
【The invention's effect】
According to the present invention, the first member made of a permanent magnet containing a rare earth element and the plate-like insert are interposed via the first bonding layer made of the first highly brazing material made of a rare earth element-based alloy. The second member made of an Fe alloy having a higher thermal expansion coefficient than that of the first member and the plate-like insert are also made of a rare earth element-based alloy. because it can firmly bonded (i.e. brazing) through the second bonding layer made of the second brazing material, the first having different thermal expansion coefficients, Ru can be firmly bonded to the second member. In particular, since the content of the alloy element AE in the first and second brazing materials is 5 atomic% ≦ AE ≦ 50 atomic%, the activity of each brazing material is not impaired and the liquid phase is maintained in a solid-liquid coexistence state. It can be secured.
Also, the thermal expansion coefficient changes from small to large from one flat surface side to the other flat surface side, and the thermal expansion coefficient on one flat surface side is larger than the thermal expansion coefficient of the first member, and the other flat surface Since the plate-like insert having a lower thermal expansion coefficient than the second member is interposed between the first and second members, the thermal expansion coefficient gradually increases from the first member to the second member. changes, thereby, the cooling step, first, since the thermal stress generated at the junction of due to the members in thermal expansion coefficient difference between the second member may alleviate, first member coefficient of thermal expansion is small and rare earth elements Even if the permanent magnet is fragile , it is possible to avoid the occurrence of cracks in the cooling process.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a partially enlarged front view of a joined body.
FIG. 2 is a perspective view showing an example of a superposition relationship of a permanent magnet, a brazing material, a plate-like insert, and a steel block body.
FIG. 3 is a side view of a laminated body.
FIG. 4 is a diagram illustrating the structure of a plate-like insert.
FIG. 5 is a Cu—Nd system phase diagram.
FIG. 6 is an X-ray diffraction pattern of an Nd ₇₀ Cu ₂₅ Al ₅ alloy.
FIG. 7 is a graph showing the relationship between temperature and coefficient of thermal expansion.
FIG. 8 is a perspective view showing another example of the superposition relationship of the permanent magnet, the brazing material, the plate-like insert, and the steel block body.
FIG. 9 is a perspective view of a sandwich-like object.
[Explanation of symbols]
1 Bonded body 2 Permanent magnet (first member)
3 Steel block body (second member)
DESCRIPTION OF SYMBOLS 5 Plate-

like insert

6,7 1st, 2nd joining

layer

8,9 1st, 2nd brazing material 10 Laminated body 11 1-11 ₄ _1st- _4th Fe-Ni alloy board a One joining surface b The other Bonding surfaces c and d

Claims

希土類元素を含む永久磁石よりなる第１部材（２）と、その第１部材（２）よりも熱膨脹率が大きいＦｅ合金よりなる第２部材（３）とを加熱下で接合するに当り、板状インサート（５）であって、一方の平坦面（ａ）側から他方の平坦面（ｂ）側に向って熱膨脹率が小から大に変化し、且つ一方の平坦面（ａ）側の熱膨脹率は前記第１部材（２）の熱膨脹率よりも大きく、また他方の平坦面（ｂ）側の熱膨脹率は前記第２部材（３）の熱膨脹率よりも小さいものを用意し、
前記板状インサート（５）において、前記一方の平坦面（ａ）を前記第１部材（２）の接合面（ｃ）に向けると共にそれら平坦面（ａ）および接合面（ｃ）間に第１のろう材（８）を介在させ、また前記他方の平坦面（ｂ）を前記第２部材（３）の接合面（ｄ）に向けると共にそれら平坦面（ｂ）および接合面（ｄ）間に第２のろう材（９）を介在させて、第１部材（２）、第１のろう材（８）、板状インサート（５）、第２のろう材（９）および第２部材（３）よりなる積層体（１０）を作製し、
次いで前記積層体（１０）を加熱して前記第１部材（２）と前記板状インサート（５）とを前記第１のろう材（８）よりなる第１の接合層（６）を介して接合し、また前記第２部材（３）と前記板状インサート（５）とを前記第２のろう材（９）よりなる第２の接合層（７）を介して接合する、熱膨脹率を異にする二種の部材の、ろう材を用いた加熱接合方法であって、
前記第１，第２のろう材（８，９）は、Ｙ、Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｓｍ、Ｅｕ、Ｇｄ、Ｔｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、ＹｂおよびＬｕから選択される少なくとも一種である希土類元素と、Ｃｕ、Ａｌ、Ｇａ、Ｃｏ、Ｆｅ、Ａｇ、Ｎｉ、Ａｕ、Ｍｎ、Ｚｎ、Ｐｄ、Ｓｎ、Ｓｂ、Ｐｂ、Ｂｉ、ＧｅおよびＩｎから選択される少なくとも一種である合金元素ＡＥとからなる希土類元素系合金よりなり、
前記第１，第２のろう材（８，９）において前記合金元素ＡＥの含有量が５原子％≦ＡＥ≦５０原子％であることを特徴とする、熱膨脹率を異にする二種の部材の、ろう材を用いた加熱接合方法。 In joining the first member (2) made of a permanent magnet containing a rare earth element and the second member (3) made of an Fe alloy having a higher thermal expansion coefficient than the first member (2) under heating, -Like insert (5), the coefficient of thermal expansion changes from small to large from one flat surface (a) side to the other flat surface (b) side, and the thermal expansion of one flat surface (a) side The rate is larger than the thermal expansion rate of the first member (2), and the thermal expansion rate on the other flat surface (b) side is smaller than the thermal expansion rate of the second member (3).
In the plate-like insert (5), the one flat surface (a) is directed to the joint surface (c) of the first member (2) and the first between the flat surface (a) and the joint surface (c). And the other flat surface (b) is directed to the joint surface (d) of the second member (3) and between the flat surface (b) and the joint surface (d). With the second brazing material (9) interposed, the first member (2), the first brazing material (8), the plate-like insert (5), the second brazing material (9) and the second member (3) ) To produce a laminate (10),
Next, the laminate (10) is heated so that the first member (2) and the plate-like insert (5) are interposed through the first bonding layer (6) made of the first brazing material (8). The second member (3) and the plate-like insert (5) are joined via a second joining layer (7) made of the second brazing material (9) , and have different thermal expansion coefficients. It is a heat bonding method using a brazing material of two types of members,
The first and second brazing materials (8, 9) are at least selected from Y, La, Ce, Pr, Nd, Sm, Eu, Gd, Tb, Dy, Ho, Er, Tm, Yb and Lu. One kind of rare earth element and at least one kind of alloy element selected from Cu, Al, Ga, Co, Fe, Ag, Ni, Au, Mn, Zn, Pd, Sn, Sb, Pb, Bi, Ge and In It is made of a rare earth element alloy composed of AE,
Two kinds of members having different thermal expansion rates , wherein the content of the alloy element AE in the first and second brazing materials (8, 9) is 5 atomic% ≦ AE ≦ 50 atomic% Heat-joining method using brazing material .

前記板状インサート（５）は、複数のＦｅ−Ｎｉ合金板（１１₁〜１１₄）よりなるクラッド板であり、各Ｆｅ−Ｎｉ合金板（１１₁〜１１₄）におけるＮｉ含有量は前記第１部材（２）より離れるに従って漸減している、請求項１記載の熱膨脹率を異にする二種の部材の、ろう材を用いた加熱接合方法。The plate-like insert (5) is a clad plate comprising a plurality of Fe-Ni alloy plate (11 ₁ to 11 _4), Ni content in the Fe-Ni alloy plate (11 ₁ to 11 ₄₎ is the first gradually decreases with increasing distance from the first member (2), according to claim 1 thermal expansion rate differing two members according, heat-bonding method using the brazing material.

前記Ｎｉ含有量の最小値Ｎｉ（ｍｉｎ）がＮｉ（ｍｉｎ）＝１０原子％であり、また最大値Ｎｉ（ｍａｘ）がＮｉ（ｍａｘ）＝３６原子％である、請求項２記載の熱膨脹率を異にする二種の部材の、ろう材を用いた加熱接合方法。The thermal expansion coefficient according to claim 2 , wherein the minimum value Ni (min) of the Ni content is Ni (min) = 10 atomic% and the maximum value Ni (max) is Ni (max) = 36 atomic%. Heat joining method using two kinds of different members using brazing material .