[go: up one dir, main page]

JP3752833B2 - Method for joining metal members - Google Patents

Method for joining metal members Download PDF

Info

Publication number
JP3752833B2
JP3752833B2 JP10578198A JP10578198A JP3752833B2 JP 3752833 B2 JP3752833 B2 JP 3752833B2 JP 10578198 A JP10578198 A JP 10578198A JP 10578198 A JP10578198 A JP 10578198A JP 3752833 B2 JP3752833 B2 JP 3752833B2
Authority
JP
Japan
Prior art keywords
metal member
valve seat
joining
surface portion
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
JP10578198A
Other languages
Japanese (ja)
Other versions
JPH11285845A (en
Inventor
誠治 野村
智 南場
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 JP10578198A priority Critical patent/JP3752833B2/en
Publication of JPH11285845A publication Critical patent/JPH11285845A/en
Application granted granted Critical
Publication of JP3752833B2 publication Critical patent/JP3752833B2/en
Anticipated expiration legal-status Critical
Expired - Fee Related legal-status Critical Current

Links

Images

Landscapes

  • Cylinder Crankcases Of Internal Combustion Engines (AREA)
  • Pressure Welding/Diffusion-Bonding (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の金属部材とを、電極を用いた該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合するようにした金属部材の接合方法及び接合装置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種々の方法が知られている。
【０００３】
その方法として、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】
また、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】
さらに、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。
【０００６】
【発明が解決しようとする課題】
ところで、上記抵抗溶接による接合方法や固相拡散接合方法のように、金属部材同士を、電極を用いた該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合する場合、電極自体が高温となって軟化するのを防止するため、電極内部を冷却水等の冷却媒体により冷却することが望ましい。
【０００７】
そこで、従来より、各電極内に、金属部材との当接部と反対側から当接部側に冷却媒体を流す冷却管をその側周面全周と電極内壁面との間に間隙を有するように設け、金属部材との当接部側においてその冷却管端部から流出した冷却媒体が冷却管側周面と電極内壁面との間隙を通って当接部と反対側に戻るように構成している。すなわち、冷却管の内側及び外側に冷却媒体の往路と復路とをそれぞれ形成するようにしており、冷却媒体の流入口及び流出口は共に電極の金属部材との当接部と反対側に位置している。
【０００８】
しかし、このような構成では、金属部材との当接部に略沿った方向（冷却管と略垂直な方向）に往路及び復路の両方のスペースが必要となり、その方向のスペースが小さい電極では、冷却媒体の流量がかなり小さくなって冷却効果が十分に得られなくなる。特に、金属部材との当接部側は、電極において温度が最も高くなる箇所であるので、十分な冷却が必要となるが、接合する金属の形状や大きさに対応させて小さくなる傾向にあるため、十分に冷却することがより一層困難となる。尚、このように金属部材との当接部側のみにおいてスペースが小さい場合には、その当接部側では冷却管を設けずに往路と復路とを分離しないようにする方法も考えられるが、そのような構成では当接部側において冷却媒体がスムーズに流れずに滞留してしまい、十分な冷却効果が得られない。
【０００９】
本発明は斯かる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、電極を用いた該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合する場合に、上記電極の冷却方法を改良することによって、電極の金属部材との当接部に略沿った方向のスペースが小さくてもその当接部側を確実に冷却し、電極の寿命を向上させようとすることにある。
【００１０】
【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、電極において金属部材との当接部側及び該当接部と反対側の一方に該電極の内部を冷却する冷却媒体の流入口を設け、かつ他方に該冷却媒体の流出口を設けておくとともに、第１の金属部材の接合面部に、該第１の金属部材及び第２の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からなるろう材と第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き（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）、上記第１の金属部材と第２の金属部材とを、上記流入口及び流出口を設けた電極を用いた該両金属部材間の通電に伴う上記ろう材の融点以上の温度への発熱及び加圧により、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、上記両拡散層間で成分元素を拡散させて、該両拡散層を介した液相拡散状態で接合するようにし、この接合における上記電極を用いた上記両金属部材間の通電を、上記流入口から流出口に冷却媒体を一方向に流しながら行うようにした。
【００１１】
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、電極を用いた該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合する接合方法を対象とする。
【００１２】
そして、上記両金属部材の接合前に、上記電極において第１の金属部材又は第２の金属部材との当接部側及び該当接部と反対側の一方に該電極の内部を冷却する冷却媒体の流入口を設け、かつ他方に該冷却媒体の流出口を設けておく工程と、上記第１の金属部材の接合面部に、該第１の金属部材及び第２の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からなるろう材と第１の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成する工程と、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、上記流入口及び流出口を設けた電極を用いた該両金属部材間の通電に伴う上記ろう材の融点以上の温度への発熱及び加圧により、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、上記両拡散層間で成分元素を拡散させて、該両拡散層を介した液相拡散状態で接合する工程とを含み、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り、上記第１の金属部材と第２の金属部材とを接合する工程における上記電極を用いた該両金属部材間の通電は、該電極の流入口から流出口に上記冷却媒体を一方向に流しながら行うようにする。
【００１３】
このことにより、冷却媒体を一方向に流すスペースが電極にあればよいので、電極の金属部材との当接部に略沿った方向のスペースが小さくても十分な量の冷却媒体を流すことができ、しかも、冷却媒体を滞留させることなくスムーズに流すことができる。よって、簡単な方法で確実に電極を冷却することができ、電極の軟化を抑制して寿命を向上させることができる。
【００１４】
そして、ろう材を排出して両拡散層を介した状態で第１の金属部材と第２の金属部材とを液相拡散接合するので、第２の金属部材表面部の酸化被膜や汚れ等がろう材と共に排出されると共に、ろう材層を介さずに両拡散層が直接的に接合される。また、通常、ろう材の融点は低くて接合部の耐熱性が低くなるが、本発明ではろう材と第２の金属部材との合金化によりろう材の成分の割合が変化するので、接合層の融点を高くすることができる。このため、使用したろう材以上の強度と耐熱性とを付与させることができる。そして、このように従来にない利点を有する液相拡散接合方法では、ろう材を確実に溶かして排出するために抵抗溶接等に比べて通電時間を長くかつ電流値を大きくする必要がある。このため、電極がより高温になり易く、その寿命が低下する傾向にある。しかし、この発明では、電極を有効に冷却することができるので、全く問題は生じない。よって、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。
【００１５】
さらに、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、第１の金属部材にろう材層及びろう材と第１の金属部材との拡散層 を形成することによって、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、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、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。
【００１６】
さらにまた、第２の金属部材の接合面部を塑性流動させて両金属部材を接合することで、第２の金属部材表面の酸化被膜が効果的に破壊されるので、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。そして、第２の金属部材表面の酸化被膜や汚れがろう材と共に排出されるので、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、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る。よって、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。
【００１７】
請求項２の発明では、請求項１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。
【００１８】
この発明により、Ｚｎ系のろう材は融点が比較的低いので、ろう材の溶融及び排出を容易かつ確実に行うことができる。しかも、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。さらに、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。尚、ろう材をＺｎ−Ａｌ共晶組成とすることで、(1) 融点を最も低くすることができるので、短時間で溶融させて接合時間の短縮化を図ることができ、(2) 従来のように接合過程で共晶化するものではないので、接合の安定性の向上化を図ることができ、(3) 脆い金属層を生成させないようにすることができる。
【００１９】
請求項３の発明では、請求項１又は２の発明において、第１の金属部材は、焼結材であり、上記第１の金属部材の内部に予め高電気伝導率材料を溶浸するようにする。
【００２０】
このことにより、焼結材内部の抵抗値を小さくして通電時の内部発熱を抑制し、接合面部で有効に発熱させるようにして接合強度を向上させることができる。また、電極の温度を高くならないようにすることができ、電極の軟化をさらに有効に抑制することができる。
【００２１】
請求項４の発明では、請求項１又は２の発明において、第１の金属部材は、高電気伝導率元素が分散された粉末材料を焼結してなる焼結材であるものとする。
【００２２】
この発明により、第１の金属部材の内部には、Ｃｕ等を溶浸した溶浸材とは異なり空孔がそのまま存在しているが、予め高電気伝導率元素が分散されて焼結されているので、第１の金属部材内部の抵抗値は、溶浸材と殆ど同程度に低く抑えることができる。このため、第１の金属部材が内部に空孔を有していても、請求項３の発明と同様に、通電時の内部発熱を抑制して接合を良好に行わせることができると共に、電極の温度上昇を抑制してその寿命を効果的に向上させることができる。一方、空孔の断熱作用により熱伝導率は溶浸材よりも小さくなるので、第１の金属部材が高温下で使用するバルブシート等の場合は、熱引けが適度に抑えられて酸化被膜が形成される。よって、接合を良好に行いつつ、電極の寿命を向上させることができると共に、溶浸工程を省略して製造コストを低減させることができる。また、接合後に高温下で使用する際に第１の金属部材の耐摩耗性を向上させることができる。尚、ここでいう「高電気伝導率元素」とは、電気抵抗率が３×１０-8Ω・ｍ以下の元素をいう。
【００２３】
請求項５の発明では、請求項４の発明において、高電気伝導率元素はＣｕであるものとする。このことで、コストを低く抑えつつ、第１の金属部材内部の抵抗値を有効に低減することができる。
【００２４】
【発明の実施の形態】
以下、本発明の実施形態を図面に基づいて説明する。但し、最初に本発明の適用対象となる金属部材の接合方法についての基本形態を説明し、その後に、本発明の実施形態をその基本形態と異なる点を中心に説明する。
【００２５】
（基本形態１）
図１は、本発明の基本形態１に係る接合装置２０（図７参照）により製造された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。
【００２６】
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。
【００２７】
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、その内部の空孔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％Ｚｎ成分と約５重量％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との拡散接合層５（拡散層）が形成されている。すなわち、この拡散接合層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。
【００２８】
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との溶融反応層６（拡散層）が形成されている。すなわち、この溶融反応層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。
【００２９】
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、上記拡散接合層５及び溶融反応層６を介した液相拡散状態で接合され、この拡散接合層５及び溶融反応層６のトータルの厚さは１．０μｍ以下とされている。尚、図２では、拡散接合層５及び溶融反応層６間にろう材層７が形成されているが、このろう材層７の厚さは極めて小さく実質的には殆ど無いと見做せる状態にある。
【００３０】
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）。
【００３１】
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０．２６ｒａｄ（１５°）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。
【００３２】
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。
【００３３】
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に拡散接合層５を介してろう材層７を形成する。このバルブシート３にろう材層７及び拡散接合層５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からなる拡散接合層５が形成されると共に、この拡散接合層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よりも確実かつ容易に拡散接合層５を形成することができる。尚、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、還元雰囲気下で加熱しながら、バルブシート３の表面に上記拡散接合層５と同様な溶融メッキ層を形成するようにしてもよい。
【００３４】
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。
【００３５】
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。
【００３６】
上記上側及び下側電極２４，２５は、一対の加圧ヘッドを構成していると共に、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。
【００３７】
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。すなわち、バルブシート３とシリンダヘッド本体２とは線接触された状態にある。
【００３８】
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。
【００３９】
このとき、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ろう材の融点は、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溶融する。また、上記抵抗発熱によりシリンダヘッド本体２の接合面部２ａは軟化し、図４（ｂ）に示すように、加圧によりバルブシート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の酸化被膜が確実に破壊され、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からなる溶融反応層６を形成する（図５（ｂ）参照）。
【００４０】
一方、図５（ｃ）に示すように、加圧によりろう材層７のろう材が殆ど全てバルブシート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排出される。このため、ろう材層７を介さずに拡散接合層５及び溶融反応層６が直接的に接合され、その両層５，６間で拡散がより一層促進される。しかも、両層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。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、拡散接合層５及び溶融反応層６を介した液相拡散状態で接合され、その結合強度は非常に高くなる。また、ろう材層７が僅かに残っていたとしても、そのろう材のＺｎ比率は拡散により減少し、その融点は５００℃程度以上まで上昇する（図１１参照）。このため、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。
【００４１】
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、焼結により生じた内部の空孔が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。
【００４２】
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。
【００４３】
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、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。
【００４４】
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。
【００４５】
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。
【００４６】
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。
【００４７】
したがって、上記基本形態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、拡散接合層５及び溶融反応層６を介した液相拡散状態で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。
【００４８】
尚、上記基本形態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。
【００４９】
（基本形態２）
図１２は本発明の基本形態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基本形態１と異なる。
【００５０】
すなわち、この基本形態では、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基本形態１と同じ１．５秒である。
【００５１】
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。
【００５２】
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。
【００５３】
したがって、上記基本形態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。
【００５４】
尚、上記基本形態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。
【００５５】
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。
【００５６】
（基本形態３）
図１６は本発明の基本形態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基本形態１，２と異ならせたものである。
【００５７】
すなわち、この基本形態では、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。
【００５８】
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。
【００５９】
先ず、通電開始時には、上記基本形態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。
【００６０】
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、上記基本形態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。
【００６１】
したがって、上記基本形態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。
【００６２】
尚、上記基本形態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、上記基本形態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、上記基本形態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。
【００６３】
また、上記基本形態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。
【００６４】
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。
【００６５】
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。
【００６６】
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。
【００６７】
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。
【００６８】
（基本形態４）
図２０は、本発明の基本形態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）、通電経路を上記基本形態１〜３とは異ならせたものである。
【００６９】
すなわち、この基本形態では、接合装置２０は、上記基本形態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は上記基本形態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。
【００７０】
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。
【００７１】
したがって、上記基本形態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、上記基本形態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。
【００７２】
尚、上記基本形態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。
【００７３】
（基本形態５）
図２１は、本発明の基本形態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、上記基本形態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。
【００７４】
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、この基本形態では、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。
【００７５】
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、この基本形態では、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。
【００７６】
（基本形態６）
図２２は、本発明の基本形態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、上記基本形態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。
【００７７】
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、この基本形態では、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、ライナレスにすることも可能となる。
【００７８】
（実施形態）
ここで、本発明の実施形態について図２３により説明する。尚、この実施形態では、上記基本形態１〜４のようにシリンダヘッド本体２とバルブシート３とを接合する場合について説明するが、上記基本形態５，６のようにピストン本体４２と耐摩環４３とを接合する場合やシリンダブロック本体５２とリブ部材５３とを接合する場合にも同様に本発明を適用することができる。
【００７９】
この実施形態では、第１に、バルブシート３の材料が上記基本形態と異なる。すなわち、このバルブシート３は、高電気伝導率元素としてのＣｕが全体に略均一に分散されたＦｅ系粉末原料を焼結してなる焼結材であって、上記基本形態のようにその内部の空孔にＣｕ系材料を溶浸しないで接合するものである。また、このバルブシート３は、ろう材浴１４中に浸漬して超音波振動の付与により該バルブシート３の表面部にろう材とバルブシート３との拡散接合層５及びろう材層７を形成した後、バルブシート３の上部（上側電極２４当接部）における上記ろう材層７を、上側電極２４を当接させる前に予め切削等により除去したものである。尚、バルブシート３の上部においてろう材層７だけでなく拡散接合層５まで除去するようにしてもよい。
【００８０】
第２に上記基本形態と異なる点は、シリンダヘッド本体２におけるバルブシート３接合前の接合面部２ａのテーパ角であり、約０．７９ｒａｄ（４５°）ではなく、バルブシート３におけるシリンダヘッド本体２との第１接合面部３ａのテーパ角θ１と同じ約０．５２ｒａｄ（３０°）に設定されている。すなわち、上記基本形態では予めバルブシート３とシリンダヘッド本体２とを線接触させた状態で通電及び加圧を行って接合の途中から面接触となっていくのに対し、予めバルブシート３の第１接合面部３ａとシリンダヘッド本体２の接合面部２ａとを面接触させた状態で通電及び加圧を行うようにしている。尚、ここでいう面接触とは、接触面積が４０〜２００ｍｍ2 （望ましくは４０〜１００ｍｍ2 ）であることをいう。
【００８１】
第３に、接合装置２０の上側電極２４の構成が異なり、この上側電極２４は、電極本体３５とこの電極本体３５の先端部に螺合により取り付けられた略円筒状の電極チップ３６とからなっている。この電極チップ３６の下面中心部には、該電極チップ３６下面（バルブシート３との当接面）からバルブシート３側に突出する突出部３６ａが形成されている。この突出部３６ａは、バルブシート３の内周面部に略嵌合可能でかつ先端に向かって径が僅かに小さくなるテーパ状の側周面３６ｂを有する略円筒状に形成されている。そして、上記突出部３６ａは、電極チップ３６下面がバルブシート３に当接しているときにその突出部３６ａの側周面３６ｂ全周においてバルブシート３の内周面（加圧方向に沿った側面）との間に所定の間隙を有している。この突出部３６ａの側周面３６ｂ全周においてバルブシート３との当接面と略同じ高さの部位（基端部）に、上記電極チップ３６下面でバルブシート３を加圧するときにバルブシート３が略水平方向（加圧方向と略垂直な方向）に移動するのを規制する位置決め部３６ｃが設定されている。上記突出部３６ａの側周面３６ｂにおける位置決め部３６ｃとバルブシート３内周面との間隙量は、バルブシート３が略水平方向に移動してもよい程度（例えば０．１ｍｍ程度）に設定されている一方、突出部３６ａの側周面３６ｂにおける位置決め部３６ｃ以外の部位とバルブシート３内周面との間隙量は、加圧時にバルブシート３内周面部が内側（その内周面部径が小さくなる側）に変形してもその変形を殆ど拘束しない程度に設定されている。
【００８２】
また、上記上側電極２４の電極チップ３６の内部には、上側電極２４内部を冷却する冷却水（冷却媒体）を流す冷却通路３７が上下方向に延びるように形成されている。この冷却通路３７の上端部は、電極本体３５に上下方向に延びるように設けた図外の冷却通路の下端部に接続され、この電極本体３５の冷却通路の上端部には、上記冷却水の流入口が設けられている。一方、電極チップ３６の冷却通路３７の下端部には、電極チップ３６側方に開口する冷却水の流出口３７ａが設けられている。すなわち、上側電極２４のバルブシート３との当接部と反対側に冷却水の流入口が、またバルブシート３との当接部側に冷却水の流出口３７ａがそれぞれ設けられ、その流入口から流出口３７ａに冷却水を一方向に流して上側電極２４（特に高温となる電極チップ３６）を冷却しながら通電を行うようになっている。尚、上記流出口３７ａには、冷却水を排出するための排出管３８が螺合により接続されている。
【００８３】
したがって、上記実施形態では、バルブシート３の材料を、高電気伝導率元素としてのＣｕが分散されたＦｅ系粉末原料を焼結してなる焼結材とし、その内部の空孔にＣｕ系材料を溶浸しないで接合するようにしたので、空孔が存在していても予め分散されたＣｕによりバルブシート３の抵抗値を、Ｃｕ系材料を溶浸したものと殆ど同程度に低く抑えることができる。このため、上記基本形態と同様に、通電時の内部発熱を抑制して接合を良好に行わせることができる。一方、空孔の断熱作用により熱伝導率は溶浸したものよりも小さくなっているので、エンジンの作動中にバルブシート３の熱引けが適度に抑えられて酸化被膜が形成され、バルブシート３の耐摩耗性を向上させることができる。
【００８４】
そして、上記バルブシート３は、上述の如く熱伝導率が低いので、上記基本形態のように予め線接触させた状態で通電及び加圧を行うと、通電初期における各接合面部２ａ，３ａ，３ｂでの発熱量がかなり大きくなり、バルブシート３が過熱され易くなる。しかも、空孔の存在により強度も比較的小さいので、バルブシート３の第１及び第２接合面部３ａ，３ｂが変形し易くなる。このため、シリンダヘッド本体２の接合面部２ａにおける塑性流動が十分になされず、酸化皮膜の破壊効果が十分に得られなくなる。しかし、この実施形態では、予めバルブシート３の第１接合面部３ａとシリンダヘッド本体２の接合面部２ａとを面接触させた状態で通電及び加圧を行うようにしたので、各接合面部２ａ，３ａ，３ｂでの発熱量を適切な値にして過熱を防止することができる。よって、バルブシート３が通電の停止に伴って急冷されても硬化し過ぎるのを抑制することができると共に、バルブシート３の第１及び第２接合面部３ａ，３ｂの変形を防止することができ、接合をより一層良好に行わせることができる。
【００８５】
また、上側電極２４の電極チップ３６の下面に、該電極チップ３６下面がバルブシート３に当接しているときにバルブシート３の内周面全周との間に所定の間隙を有する略円筒状の突出部３６ａを形成し、この突出部３６ａの側周面３６ｂにおける基端部全周に設定した位置決め部３６ｃで加圧時にバルブシート３の略水平方向の移動を規制するようにしたので、上記間隙量を適切な値とすることにより、加圧時にバルブシート３内周面部が内側に変形したとしてもバルブシート３の略水平方向全ての移動を確実に規制することができると共に、バルブシート３に対して拡径方向に力を殆ど作用させないようにすることができる。このため、バルブシート３に割れが生じたり、接合後に上側電極２４をバルブシート３から離すときに突出部３６ａの表面がバルブシート３と擦れたりすることはない。また、突出部３６ａの側周面３６ｂを、該突出部３６ａの先端に向かって径が小さくなるテーパ状に形成したので、突出部３６ａをバルブシート３内周面部からより一層スムーズに抜くことができる。よって、バルブシート３の割れ発生及び上側電極２４の寿命低下を防止しつつ、バルブシート３をシリンダヘッド本体２に対して良好に位置決めすることができる。
【００８６】
さらに、上側電極２４のバルブシート３との当接部と反対側に冷却水の流入口を、またバルブシート３との当接部側にその冷却水の流出口３７ａをそれぞれ設け、その流入口から流出口３７ａに冷却水を一方向に流して上側電極２４を冷却するようにしたので、従来のように冷却水を上下方向に往復させて流すスペースは必要なく、上側電極２４の電極チップ３６の径（バルブシート３との当接部に略沿った方向のスペース）が小さくても、十分な量の冷却水を滞留させることなくスムーズに流すことができる。よって、簡単な方法で確実に上側電極２４を冷却することができ、上側電極２４の軟化を抑制して寿命を向上させることができる。
【００８７】
また、バルブシート３の上側電極２４当接部におけるろう材層７を、上側電極２４を当接させる前に予め除去したので、通電時に上側電極２４の電極チップ３６下部に、該電極チップ３６のＣｕ成分とろう材のＺｎ成分との合金化物である脆い黄銅が生成するのを防止することができ、このことでも、上側電極２４の寿命を向上させることができる。
【００８８】
尚、上記実施形態では、バルブシート３全体にＣｕを均一に分散するようにしたが、バルブシート３のシリンダヘッド本体２と反対側部分のＣｕの割合をシリンダヘッド本体２側部分よりも多くして、シリンダヘッド本体２と反対側部分の電気伝導率をシリンダヘッド本体２よりも高くなるようにしてもよい。すなわち、例えば、互いに異なる材料でそれぞれ仮焼結しておき、それらを接触させて本焼結を行えばよい。こうすることで、バルブシート３内部での発熱量を小さく抑えつつ、各接合面部２ａ，３ａ，３ｂでの発熱量を適切な値となるように調整することができると共に、バルブシート３の第１及び第２接合面部３ａ，３ｂ近傍を強度が高くかつ耐摩耗性が良好な材料とすることもできる。このため、バルブシート３の第１及び第２接合面部３ａ，３ｂの接合時の過熱による変形をより一層有効に防止することができると共に、シリンダヘッド本体２と反対側部分が削り取られて最終的に形成されるバルブ当接面部３ｃは、強度が高くかつ耐摩耗性が良好な材料で構成されることになる。そして、焼結前の粉末原料に分散させる高電気伝導率元素はＣｕに限らず、Ｃｕよりも電気伝導率が高いＡｇや電気抵抗率が３×１０-8Ω・ｍ以下の元素を粉末原料に分散して焼結するようにしてもよい。この場合、その元素の熱伝導率は２Ｊ／ｃｍ・ｓ・Ｋ以上であることが望ましい。
【００８９】
また、上記実施形態では、予めバルブシート３の第１接合面部３ａとシリンダヘッド本体２の接合面部２ａとを面接触させた状態で通電及び加圧を行うようにしたが、図２４に示すように、バルブシート３の第２接合面部３ｂとシリンダヘッド本体２の接合面部２ａとを面接触させるようにしてもよい。そして、図２５及び図２６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との間に第３接合面部３ｆを形成すると共に、この第３接合面部３ｆとシリンダヘッド本体２の接合面部２ａとを面接触させるようにしてもよく（図２５）、第３接合面部３ｆを形成したバルブシート３の第２接合面部３ｂとシリンダヘッド本体２の接合面部２ａとを面接触させるようにしてもよい（図２６）。そして、このように予め面接触させるのは、上記実施形態のようにバルブシート３をＣｕ等の高電気伝導率元素が分散されたＦｅ系粉末原料を焼結してなる焼結材とした場合に限らず、従来より使用されている非高電気伝導率元素（電気抵抗率が３×１０-8Ω・ｍよりも大きい元素）のみからなる粉末原料を焼結してなる焼結材（Ｃｕ系材料等を溶浸しないもの）とした場合であってもよい。また、焼結材以外の非高電気伝導率元素のみで構成された材料であってもよい。このような場合でも、バルブシート３全体が過熱されるのを可及的に抑えることができる。
【００９０】
さらに、上記実施形態では、上側電極２４のバルブシート３との当接部と反対側に冷却水の流入口を、またバルブシート３との当接部側（電極チップ３６）にその冷却水の流出口３７ａをそれぞれ設けたが、この流入口及び流出口３７ａの位置関係を逆にしてもよい。そして、図２７に示すように、上側電極２４の電極チップ３７の冷却効果をより高めるために、電極チップ３７中心に対して上記流出口３７ａと反対側に、上記流入口とは別の補助流入口３７ｂを設けるようにしてもよい。ここで、図２７中、３９は上記補助流入口３７ｂに螺合により接続された冷却水の供給管である。さらに、下側電極２５についても、上記上側電極２４と同様に、冷却水を一方向に流して下側電極２５を冷却するようにしてもよい。
【００９１】
また、上記実施形態におけるバルブシート３の略水平方向の位置決め方法は、通電に伴う抵抗発熱によりろう材層７のろう材を溶融させる場合に限らず、基本形態の最後に述べたように高周波加熱等の局部加熱によりろう材を溶融させる場合にも適用することができる。
【００９２】
そして、上記実施形態では、バルブシート３とシリンダヘッド本体２とを、拡散接合層５及び溶融反応層６を介した液相拡散状態で接合する場合について説明したが、バルブシート３の上側電極２４当接部におけるろう材層７を予め除去するという点以外は、従来の抵抗溶接や固相拡散接合方法により接合する場合のように、両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合する接合方法であればどのような場合でも、上記実施形態と同様の作用効果が得られる。また、ろう材層７を予め除去するという点に関しても、予めバルブシート３をろう材浴１４中に浸漬して該バルブシート３の表面部に拡散接合層５を介してろう材層７を形成しておき、このバルブシート３とシリンダヘッド本体２とを、両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合する接合方法であればどのような場合であってもよい。
【００９３】
【実施例】
次に、具体的に実施した実施例について説明する。但し、最初に上記基本形態に対応する基本例から説明し、その後に上記実施形態に対応する実施例について説明する。
【００９４】
先ず、第２の金属部材として、図２８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。
【００９５】
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（基本例１〜５）。
【００９６】
【表１】

Figure 0003752833
【００９７】
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拡散接合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のことである。一方、「超音波」とは、上記基本形態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２９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３０に示すように、上記基本形態と同様の形状をして肉厚が厚いことをいう。
【００９８】
尚、バルブシートは、表２に示す各元素（Ｃｕを除く）が分散された粉末原料を焼結してなる焼結材を使用した。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。そして、この各バルブシートのＣｕ割合は、後述の如くＣｕ系材料を溶浸した後の値であって、溶浸前はＣｕは全く含有されていない。
【００９９】
【表２】
Figure 0003752833
【０１００】
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。
【０１０１】
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。
【０１０２】
上記基本例１〜５の各バルブシートを、上記基本形態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。
【０１０３】
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（従来例）。
【０１０４】
次に、上記基本例１〜５及び従来例のバルブシートの接合強度を測定した。すなわち、図３１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。
【０１０５】
上記抜き荷重測定試験の結果を図３２に示す。この結果、基本例１と基本例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拡散接合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、基本例２においては後述の如く拡散接合層が残っていた（図３５参照）のに対し、基本例１においてはろう材層や拡散接合層の痕跡が殆ど認められなかったことから、基本例１では拡散接合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。
【０１０６】
ここで、上記基本例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３３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３４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３５にそれぞれ示す。図３３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拡散接合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３４において、上側のバルブシートと下側の試験片６１との間には隙間がなくて拡散接合層及び溶融反応層が明確に存在している。さらに、図３５において、バルブシートの表面部（下面部）には薄く拡散接合層が残っていることが判る。
【０１０７】
また、基本例２と基本例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、基本例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。
【０１０８】
そして、基本例３と基本例４とを比較することにより、第１接合面部のテーパ角θ１が大きい基本例４の方が、上記基本形態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。
【０１０９】
さらに、基本例４と基本例５とを比較すると、加圧力が大きい基本例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、従来例のものよりも接合強度が格段に向上することが判る。
【０１１０】
ここで、上記基本例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３６に示す。この写真において、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拡散接合層及び溶融反応層である。この両層の厚みは約１μｍ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。
【０１１１】
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を上記基本例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。
【０１１２】
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３８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。
【０１１３】
上記抜き荷重測定試験の結果を図３７に、また硬さ測定試験の結果を図３８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。
【０１１４】
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。
【０１１５】
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。
【０１１６】
上記接合前及び接合後の硬さ測定試験の結果を図３９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。
【０１１７】
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４０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。
【０１１８】
さらに、抜き荷重測定結果を図４１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。
【０１１９】
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４２参照）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４３参照）。
【０１２０】
上記埋め込み量測定試験の結果を図４３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。
【０１２１】
次いで、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。
【０１２２】
この結果を図４４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４５では倍率約５０倍、図４６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。
【０１２３】
次に、上記実施形態に対応する実施例について説明すると、先ず、Ｃｕが全体に略均一に分散されたＦｅ系粉末原料を焼結することでバルブシートを作製した（実施例１）。また、比較のために、焼結鍛造材としたもの（比較例１）と、非高電気伝導率元素のみからなる粉末原料を焼結してなる焼結材にＣｕ系材料を溶浸したもの（比較例２〜４）とを作製した。これら実施例及び比較例１〜４の成分割合を表３に示す。尚、比較例２〜４のＣｕ割合は、表２に示したものと同様に、Ｃｕ系材料を溶浸した後の値であって、溶浸前はＣｕは全く含有されていない。そして、実施例のＣｕ割合は、比較例２〜４の溶浸後のＣｕ割合と略同程度としている。
【０１２４】
【表３】
Figure 0003752833
【０１２５】
ここで、上記実施例１及び比較例１〜４のバルブシートの形状を図４７に示す。また、上記実施例１と同じ成分の焼結材であって形状のみを異ならせたバルブシートを作製した（実施例２）。この実施例２の形状を図４８に示す。すなわち、実施例２のバルブシートは、図２５及び図２６に示したものと同様に、第１接合面部と第２接合面部との間に第３接合面部を有している。
【０１２６】
一方、図４９に示すように、上記試験片６１と同じ材料からなる試験片７１を作製した。この試験片７１は、上記試験片６１と同様に、貫通孔７１ａの上部に面取り部７１ｂを有し、この面取り部７１ｂがバルブシートとの接合前における接合面部となる。そして、その面取り部７１ｂのテーパ角αは、約０．５２ｒａｄ（３０°）、約０．７９ｒａｄ（４５°）、約１．０４ｒａｄ（６０°）及び約１．３１ｒａｄ（７５°）の４種類とした。
【０１２７】
上記実施例１及び比較例１〜４について熱伝導率及び密度を測定した。この結果を同じく表３に示す。このことより、実施例１のものは比較例１〜４に比べて密度が小さいことが判る。つまり、空孔を有している。一方、熱伝導率は、比較例１よりも大きくなっているものの、空孔の断熱作用により比較例２〜４の溶浸材に比べると小さくなっていることが判る。
【０１２８】
また、上記実施例１及び比較例１，２，４について温度による硬さの変化を調べた。この硬さ測定試験の結果を図５０に示す。この結果、実施例１のバルブシートの硬さは、比較例１の焼結鍛造材や比較例２〜４の溶浸材よりも僅かに小さく、このため、接合時の加圧力により変形し易いことが判る。
【０１２９】
そして、上記実施例１及び比較例１〜４のバルブシートをテーパ角αが約０．７９ｒａｄ（４５°）の試験片７１に接合した。すなわち、予め各バルブシートと試験片７１とを線接触させた状態で通電及び加圧を行った。その後、それら接合したものの抜き荷重を測定した。
【０１３０】
この抜き荷重測定試験の結果を図５１に示す。このことより、実施例１の接合強度は、比較例２〜４の溶浸材よりも小さくなるものの、比較例１の焼結鍛造材と同程度を維持していることが判る。
【０１３１】
ここで、上記実施例１における接合後のバルブシート内部の顕微鏡写真（倍率約５０倍）を図５２に示す。このことで、接合後も空孔が存在し、その断熱作用を維持して溶浸材よりも熱引けを抑えることが可能となる。
【０１３２】
続いて、予め面接触させた状態で通電及び加圧を行った場合の効果を調べた。すなわち、実施例１のバルブシートをテーパ角αが約０．５２ｒａｄ（３０°）の試験片７１に接合した。このとき、バルブシートの第１接合面部と試験片７１の接合面部７１ａとは予め面接触（接触面積：４０〜２００ｍｍ2 ）させた状態となる。また、実施例２のバルブシートをテーパ角αが約１．０４ｒａｄ（６０°）の試験片７１に接合した。このとき、バルブシートと試験片７１の接合面部７１ａとは予め線接触させた状態となる。さらに、実施例２のバルブシートをテーパ角αが約１．３１ｒａｄ（７５°）の試験片７１に接合した。このとき、バルブシートの第２接合面部と試験片７１の接合面部７１ａとは予め面接触（接触面積：４０〜２００ｍｍ2 ）させた状態となる。
【０１３３】
そして、上記接合したものの抜き荷重と、接合後の各バルブシートの上下方向略中央部（硬化層）の硬さと、試験片７１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（実施例２の場合は第３接合面部の中央）から該試験片７１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とを測定した。この抜き荷重測定試験の結果を図５３（既に測定した実施例１の線接触の場合も併せて示す）に、またバルブシートの硬さ測定試験の結果を図５４に、さらに試験片７１の硬さ測定試験の結果を図５５にそれぞれ示す。このことで、予め線接触させた状態で通電及び加圧を行うと、接合面部での発熱量が大きくなり過ぎ、その熱の一部は試験片７１の内部にまで達して試験片７１を軟化させる一方、残りの熱はバルブシートの内部に達し、通電の停止に伴う急冷によりバルブシート内部の硬さを上昇させることが判る。これに対し、予め面接触させた状態で通電及び加圧を行うと、接合面部での発熱量が抑えられ、硬さの上昇を抑えることができると共に、接合強度を向上させることができる。
【０１３４】
ここで、上記実施例２において面接触させた場合にバルブシートが接合後にどのように変形しているかを調べるために、接合したものを上下方向に切断してその断面を顕微鏡で観察した。その顕微鏡写真を図５６に示す。また、比較のために、上記実施例２において線接触させた場合の接合後の断面顕微鏡写真を図５７に示す。さらに、面取り部７１ｂを有しない（貫通孔７１ａが上面まで同じ径で延びている）試験片７１に、上記実施例２のバルブシートを接合した場合（つまり、この場合も予め線接触させた状態となる）の接合後の断面顕微鏡写真を図５８に示す。これら写真の倍率はいずれも１０倍である。このことより、予め線接触させた場合にはバルブシートの第３接合面部が内側に大きく変形しているのに対し、予め面接触させた場合には接合面部での発熱量が抑えられるので、溶浸材よりも変形し易くてもバルブシートの接合面部における変形は殆どないことが判る。尚、これらの写真より、各バルブシートの内周面部は内側に大きく変形していることが判る。しかし、バルブシートを上記実施形態のようにして位置決めしたので、バルブシートに割れを生じさせたり上側電極を損傷させたりすることなく良好に位置決めを行うことができた。
【０１３５】
【発明の効果】
以上説明したように、請求項１の発明によると、第１の金属部材と第２の金属部材とを、電極を用いた該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合する接合方法として、上記両金属部材の接合前に、電極において第１の金属部材又は第２の金属部材との当接部側及び該当接部と反対側の一方に該電極の内部を冷却する冷却媒体の流入口を設け、かつ他方に該冷却媒体の流出口を設けておく工程と、上記第１の金属部材の接合面部に、該第１の金属部材及び第２の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からなるろう材と第１の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成する工程と、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、上記流入口及び流出口を設けた電極を用いた該両金属部材間の通電に伴う上記ろう材の融点以上の温度への発熱及び加圧により、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、上記両拡散層間で成分元素を拡散させて、該両拡散層を介した液相拡散状態で接合する工程とを含み、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り、上記第１の金属部材と第２の金属部材とを接合する工程における上記電極を用いた該両金属部材間の通電は、該電極の流入口から流出口に上記冷却媒体を一方向に流しながら行うようにしたことにより、簡単な方法で電極の寿命の向上化を図ることができるとともに、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。
【０１３６】
請求項２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に最適な材料の組合せが得られる。
【０１３７】
請求項３の発明によると、第１の金属部材を焼結材とし、この第１の金属部材の内部に予め高電気伝導率材料を溶浸するようにしたことにより、接合強度を効果的に向上させることができると共に、電極寿命のさらなる向上化を図ることができる。
【０１３８】
請求項４の発明によると、第１の金属部材を、高電気伝導率元素が分散された粉末材料を焼結してなる焼結材としたことにより、請求項３の発明の作用効果に加えて、製造コストの低減化と第１の金属部材の高温下での使用時における耐摩耗性の向上化とを図ることができる。
【０１３９】
請求項５の発明によると、高電気伝導率元素をＣｕとしたことにより、低コストで第１の金属部材内部の抵抗値の有効な低減化を図ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】 本発明の基本形態１に係る接合装置により製造された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】 基本形態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】 基本形態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】 基本形態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】 基本形態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】 基本形態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】 実施形態において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２４】 バルブシートの第２接合面部とシリンダヘッド本体の接合面部とを面接触させている状態を示す図２３相当図である。
【図２５】 バルブシートの第３接合面部とシリンダヘッド本体の接合面部とを面接触させている状態を示す図２３相当図である。
【図２６】 第３接合面部を形成したバルブシートの第２接合面部とシリンダヘッド本体の接合面部とを面接触させている状態を示す図２３相当図である。
【図２７】 上側電極の別の冷却方法を示す図２３相当図である。
【図２８】 基本例の接合に用いた試験片を示す断面図である。
【図２９】 薄肉形状のバルブシートを示す断面図である。
【図３０】 厚肉形状のバルブシートを示す断面図である。
【図３１】 抜き荷重測定試験の要領を示す概略断面図である。
【図３２】 基本例１〜５及び従来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３３】 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３４】 基本例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３５】 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３６】 基本例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３７】 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３８】 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３９】 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４０】 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４１】 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４２】 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４３】 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４４】 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４５】 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４６】 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４７】 実施例１のバルブシートを示す断面図である。
【図４８】 実施例２のバルブシートを示す断面図である。
【図４９】 実施例の接合に用いた試験片の要部を示す要部断面図である。
【図５０】 実施例１及び比較例１，２，４のバルブシートにおける温度と硬さとの関係を示すグラフである。
【図５１】 実施例１及び比較例１〜４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５２】 実施例１における接合後のバルブシートの内部状態を示す顕微鏡写真である。
【図５３】 実施例１，２において予め線接触又は面接触させた場合の抜き荷重測定試験の結果を示すグラフである。
【図５４】 実施例１，２において予め線接触又は面接触させた場合のバルブシート硬さ測定試験の結果を示すグラフである。
【図５５】 実施例１，２において予め線接触又は面接触させた場合の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５６】 実施例２のバルブシートを試験片に予め面接触させて接合した場合の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図５７】 実施例２のバルブシートを試験片に予め線接触させて接合した場合の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【図５８】 実施例２のバルブシートを面取り部のない試験片に予め線接触させて接合した場合の接合状態を示す顕微鏡写真である。
【符号の説明】
１ シリンダヘッド
２ シリンダヘッド本体（第２の金属部材）
２ａ 接合面部
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
３ｆ 第３接合面部
５ 拡散接合層（ろう材とバルブシートとの拡散層）
６ 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
２４ 上側電極
２５ 下側電極
３７ 冷却通路
３７ａ 流出口
３７ｂ 補助流入口[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
  The present invention relates to a joining method and joining apparatus for metal members in which a first metal member and a second metal member are joined by heat generation and pressurization accompanying energization between the two metal members using electrodes. It belongs to the technical field.
[0002]
[Prior art]
  2. Description of the Related Art Conventionally, various methods are known as a method for joining metal members, for example, in a case where a valve seat is joined to an opening peripheral portion of an intake and exhaust port of a cylinder head body in an engine cylinder head. .
[0003]
  As the method, for example, as disclosed in JP-A-8-1000070, the valve seat and the Al-based cylinder head main body are brazed and bonded with an Al-Zn-based brazing material and a fluoride-based flux. Has been proposed.
[0004]
  In addition, as disclosed in, for example, Japanese Patent Application Laid-Open No. 58-13481, a method is known in which metal members are joined to each other by resistance welding using contact resistance heating at the joint surface portion of both members. In this resistance welding, as shown in, for example, Japanese Patent Laid-Open No. 6-58116, heat is generated inside the sintered material by infiltrating metal into the holes of the valve seat made of the sintered material. Reducing the amount to increase the amount of heat generated at the joint surface, or forming a film on the surface of the valve seat as shown in, for example, JP-A-8-270499, and applying the film to the cylinder It has been proposed to melt when combined with the head body.
[0005]
  Further, for example, as disclosed in Japanese Patent Laid-Open No. 8-200238, the valve seat and the cylinder head main body are fixed without forming a melt reaction layer while forming a plastic deformation layer on the joint surface portion of the cylinder head main body. It has been proposed to perform phase diffusion bonding (pressure welding).
[0006]
[Problems to be solved by the invention]
  By the way, when joining metal members by heat generation and pressurization accompanied by energization between the two metal members using electrodes as in the joining method by resistance welding and the solid phase diffusion joining method, the electrodes themselves are at a high temperature. In order to prevent softening, it is desirable to cool the inside of the electrode with a cooling medium such as cooling water.
[0007]
  Therefore, conventionally, in each electrode, there is a gap between the entire circumference of the side peripheral surface and the inner wall surface of the electrode in the cooling pipe for flowing the cooling medium from the side opposite to the contact part with the metal member to the contact part side. The cooling medium that flows out from the end of the cooling pipe at the contact part side with the metal member passes through the gap between the peripheral surface of the cooling pipe and the inner wall surface of the electrode and returns to the opposite side of the contact part. is doing. That is, the cooling medium forward path and the return path are respectively formed inside and outside the cooling pipe, and both the inlet and outlet of the cooling medium are located on the opposite side of the contact portion of the electrode with the metal member. ing.
[0008]
  However, in such a configuration, both the forward path and the return path are required in a direction substantially along the contact portion with the metal member (a direction substantially perpendicular to the cooling pipe), and in an electrode having a small space in the direction, The flow rate of the cooling medium becomes considerably small, and a sufficient cooling effect cannot be obtained. In particular, the contact portion side with the metal member is a portion where the temperature is highest in the electrode, and thus sufficient cooling is required, but there is a tendency to become small corresponding to the shape and size of the metal to be joined. Therefore, it becomes even more difficult to sufficiently cool. In addition, when the space is small only on the contact part side with the metal member in this way, a method of not separating the forward path and the return path without providing a cooling pipe on the contact part side is also conceivable. In such a configuration, the cooling medium stays on the abutting portion side without flowing smoothly, and a sufficient cooling effect cannot be obtained.
[0009]
  This invention is made | formed in view of such a point, The place made into the objective is making the 1st metal member and the 2nd metal member into heat_generation | fever accompanying the electricity supply between these both metal members using an electrode. In addition, when joining by pressurization, by improving the cooling method of the electrode, even if the space in the direction substantially along the contact portion of the electrode with the metal member is small, the contact portion side is reliably cooled. The purpose is to improve the life of the electrode.
[0010]
[Means for Solving the Problems]
  In order to achieve the above object, according to the present invention, in the electrode, a cooling medium inlet for cooling the inside of the electrode is provided on one of the contact part side and the contact part side of the metal member, and the other side. Provided with an outlet for the cooling medium.In addition, a brazing material having a melting point lower than that of the first metal member and the second metal member and having a eutectic composition with the second metal member is formed on the joint surface portion of the first metal member. The brazing material layer is formed through a diffusion layer with the metal member (the first in the brazing material bath). The brazing filler metal is coated on the surface of the metal member by applying ultrasonic vibration to form the brazing filler metal layer and the diffusion layer of the brazing filler metal and the first metal member on the first metal member). And heating the first metal member and the second metal member to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material due to energization between the metal members using the electrodes provided with the inlet and the outlet. Pressurizing causes the joint surface portion of the second metal member to plastically flow, forms a diffusion layer of the brazing material and the second metal member, and discharges the molten brazing material from between the joint surface portions of the two metal members. However, the component elements are diffused between the two diffusion layers so as to be joined in a liquid phase diffusion state via the two diffusion layers, and energization between the two metal members using the electrodes in the joining is performed as described above.The cooling medium flows in one direction from the inlet to the outlet.Do whileI did it.
[0011]
  Specifically, the invention of claim 1 is directed to a joining method in which a first metal member and a second metal member are joined by heat generation and pressurization accompanying energization between the two metal members using electrodes. And
[0012]
  AndBefore joining the two metal members,In the electrode, a cooling medium inflow port for cooling the inside of the electrode is provided on one of the contact portion side of the first metal member or the second metal member and the opposite side of the contact portion, and the cooling member is provided on the other side. Provide a medium outletProcess,A brazing material having a melting point lower than that of the first metal member and the second metal member and having a eutectic composition with the second metal member, and the first metal member on the joint surface portion of the first metal member, After the step of forming the brazing filler metal layer through the diffusion layer and the step of forming the brazing filler metal layer, the first metal member and the second metal member are provided with the inlet and the outlet. The joint surface portion of the second metal member is plastically flowed by heat generation and pressurization to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material due to energization between the two metal members using electrodes, and the brazing material and the second brazing material While the diffusion layer of the metal member is formed and the molten brazing material is discharged from between the joint surfaces of the two metal members, the component elements are diffused between the two diffusion layers, and the liquid phase diffusion state through the two diffusion layers The step of forming the brazing material layer in a brazing material bath The brazing filler metal is coated on the surface of the first metal member by applying ultrasonic vibration, thereby forming the brazing filler metal layer and the diffusion layer of the brazing filler metal and the first metal member on the first metal member. Energization between the two metal members using the electrode in the step of joining the first metal member and the second metal member,The cooling medium should flow in one direction from the inlet to the outlet of the electrode.La lineLike that.
[0013]
  Accordingly, since it is sufficient that the electrode has a space for flowing the cooling medium in one direction, a sufficient amount of the cooling medium can flow even if the space in the direction substantially along the contact portion of the electrode with the metal member is small. In addition, the cooling medium can flow smoothly without stagnation. Therefore, the electrode can be reliably cooled by a simple method, and the life can be improved by suppressing the softening of the electrode.
[0014]
  Since the brazing material is discharged and the first metal member and the second metal member are subjected to liquid phase diffusion bonding with both diffusion layers interposed therebetween, the oxide film, dirt, etc. on the surface of the second metal member are removed. While being discharged together with the brazing material, both diffusion layers are directly joined without interposing the brazing material layer. In general, the melting point of the brazing material is low and the heat resistance of the joint portion is low. However, in the present invention, the proportion of the brazing material component changes due to alloying of the brazing material and the second metal member. The melting point of can be increased. For this reason, the intensity | strength and heat resistance more than the used brazing material can be provided. And in the liquid phase diffusion bonding method which has the advantage which is not in the past in this way, in order to melt | dissolve a brazing material reliably and to discharge | emit, it is necessary to lengthen energization time and to make an electric current value large compared with resistance welding etc. For this reason, an electrode tends to become high temperature and it exists in the tendency for the lifetime to fall. However, in the present invention, since the electrode can be effectively cooled, no problem occurs. Therefore, the joining strength of both metal members can be improved reliably.
[0015]
  Furthermore, the brazing material is coated on the surface portion of the first metal member in the brazing material bath by applying ultrasonic vibration, whereby the brazing material layer and the brazing material and the first metal member are coated on the first metal member. Diffusion layer Since the oxide film and the plating layer on the surface portion of the first metal member are destroyed by the cavitation action by the ultrasonic wave, the mechanical action of rubbing the brazing material against the surface portion of the first metal member. The brazing filler metal can be diffused more reliably to the first metal member side than the method using friction. Moreover, the post process for flux removal like the case of brazing using a flux is unnecessary. Therefore, the diffusion layer between the brazing material and the first metal member can be reliably formed by a simple method, and the joint strength between the two metal members can be further improved.
[0016]
  Furthermore, since the oxide film on the surface of the second metal member is effectively destroyed by plastically flowing the joint surface portion of the second metal member and joining both the metal members, the surface of the second metal member There is no need to protect it. On the other hand, the plastic flow of the second metal member can be easily performed by using the applied pressure when the first and second metal members are pressurized, and no special means is required. Since the oxide film and dirt on the surface of the second metal member are discharged together with the brazing material, the brazing material can be surely diffused to the second metal member side, and the brazing material and the second material can be diffused by a simple method. A diffusion layer with the metal member can be reliably formed. Therefore, the joint strength of both metal members can be further improved.
[0017]
  Claim2In the invention of claim1In the present invention, the first metal member is made of an Fe-based material, the second metal member is made of an Al-based material, and the brazing material is made of a Zn-based material.
[0018]
  According to the present invention, since the melting point of the Zn-based brazing material is relatively low, the brazing material can be melted and discharged easily and reliably. Moreover, the Zn-based brazing material easily forms an Fe-based first metal member and an Fe—Zn diffusion layer, and an Al-based second metal member and an Al—Zn diffusion layer. Furthermore, since the bonding is performed via both diffusion layers, it is possible to effectively prevent the formation of a brittle intermetallic compound called Fe—Al. Therefore, the claim1The material combination most suitable for the joining method in the present invention is obtained. By using a Zn-Al eutectic composition for the brazing material, (1) the melting point can be minimized, so that the melting time can be shortened to shorten the joining time. Thus, since eutectic is not formed in the joining process, the stability of joining can be improved, and (3) a brittle metal layer can be prevented from being generated.
[0019]
  Claim3In the invention of claim1 or 2In the present invention, the first metal member is a sintered material, and a high electrical conductivity material is infiltrated into the first metal member in advance.
[0020]
  As a result, the resistance value inside the sintered material can be reduced to suppress internal heat generation during energization, and the joint strength can be improved by effectively generating heat at the joint surface portion. Further, the temperature of the electrode can be prevented from becoming high, and the softening of the electrode can be further effectively suppressed.
[0021]
  Claim4In the invention of claim1 or 2In the present invention, the first metal member is a sintered material obtained by sintering a powder material in which a high electrical conductivity element is dispersed.
[0022]
  According to this invention, unlike the infiltrated material infiltrated with Cu or the like, the first metal member has pores as they are, but the high electrical conductivity element is dispersed and sintered in advance. Therefore, the resistance value inside the first metal member can be suppressed to almost the same level as the infiltrant. For this reason, even if the first metal member has pores inside,3Similarly to the invention, it is possible to suppress internal heat generation during energization and to achieve good bonding, and to suppress an increase in the temperature of the electrode and to effectively improve its life. On the other hand, since the thermal conductivity is smaller than the infiltrant due to the heat insulating action of the pores, in the case of a valve seat or the like in which the first metal member is used at a high temperature, the heat shrinkage is moderately suppressed and the oxide film is formed. It is formed. Therefore, it is possible to improve the life of the electrode while performing good bonding, and to reduce the manufacturing cost by omitting the infiltration step. Moreover, when using it under high temperature after joining, the abrasion resistance of a 1st metal member can be improved. Here, the “high electrical conductivity element” means an electrical resistivity of 3 × 10.-8An element of Ω · m or less.
[0023]
  Claim5In the invention of claim4In the present invention, the high electrical conductivity element is Cu. Thereby, the resistance value inside the first metal member can be effectively reduced while keeping the cost low.
[0024]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
  Hereinafter, embodiments of the present invention will be described with reference to the drawings. However, the metal member to which the present invention is first appliedContactA basic form of the combination method will be described, and then an embodiment of the present invention will be described focusing on differences from the basic form.
[0025]
  (Basic form 1)
  FIG. 1 shows a main part of a cylinder head 1 of an engine as a joining metal member manufactured by a joining device 20 (see FIG. 7) according to a basic form 1 of the present invention. The cylinder head 1 is a second metal. In the cylinder head body 2 as a member, substantially ring-shaped valve seats 3, 3,... (First metal member) are arranged at the peripheral edges of the four intake and exhaust ports 2b, 2b,. It is joined as will be described later. The peripheral edge portions of the ports 2b are arranged in a substantially square shape when viewed from the lower side of the cylinder head 1, and the peripheral edge portions of the openings are joint surface portions 2a with the valve seats 3.
[0026]
  The inner peripheral surface portion of each of the valve seats 3 is a valve contact surface portion 3c, and is formed in a tapered shape whose diameter decreases upward along the shape of the valve upper surface. Further, the outer peripheral surface portion of each valve seat 3 is a first joint surface portion 3a with the cylinder head main body 2, and is surrounded by the joint surface portion 2a of the cylinder head main body 2 and formed in a tapered shape like the inner peripheral surface. ing. Furthermore, the upper surface portion of each valve seat 3 is a second joint surface portion 3b with the cylinder head body 2, and is inclined upward toward the inner peripheral side.
[0027]
  Each of the valve seats 3 is a sintered material made of an Fe-based material, and a Cu-based material as a high electrical conductivity material is infiltrated into the pores therein. As schematically shown in FIG. 2, Zn-Al eutectic alloy (about 95% by weight Zn component and about about 95% by weight Zn component) are formed on the first and second joint surfaces 3a and 3b of the valve seat 3 with the cylinder head body 2. A diffusion bonding layer 5 (diffusion layer) is formed between the brazing material made of a 5 wt% Al component (eutectic composition with a material component of the cylinder head body 2 described later) and the valve seat 3. That is, the diffusion bonding layer 5 is made of Fe—Zn formed by diffusing the Zn component of the brazing material to the valve seat 3 side.
[0028]
  On the other hand, the cylinder head body 2 is made of an Al-based material, and a melt reaction layer 6 (diffusion layer) between the brazing material and the cylinder head body 2 is formed on a joint surface portion 2a of the cylinder head body 2 with each valve seat 3. Is formed. That is, the molten reaction layer 6 is made of Al—Zn formed by liquid phase diffusion of the Zn component of the brazing material toward the cylinder head body 2 in a molten state. The melting point of the brazing material is lower than that of each valve seat 3 and the cylinder head body 2.
[0029]
  The valve seats 3 and the cylinder head body 2 are joined in a liquid phase diffusion state via the diffusion joining layer 5 and the melt reaction layer 6, and the total thickness of the diffusion joining layer 5 and the melt reaction layer 6 is combined. The thickness is 1.0 μm or less. In FIG. 2, a brazing filler metal layer 7 is formed between the diffusion bonding layer 5 and the melt reaction layer 6, but the brazing filler metal layer 7 has a very small thickness and can be considered to be virtually absent. It is in.
[0030]
  A method of manufacturing the cylinder head 1 by joining the valve seats 3 to the peripheral edge portions (joint surface portions 2a) of the ports 2b of the cylinder head body 2 in the cylinder head 1 having the above-described configuration will be described. In the process, the top and bottom of the cylinder head body 2 and the valve seat 3 are reversed).
[0031]
  First, the valve seat 3 is produced by sintering powder of Fe-based material. At this time, as shown in FIG. 3, the valve seat 3 is formed on the inner peripheral side and the upper side (lower side in FIG. 1) so as to withstand the applied pressure when the valve seat 3 and the cylinder head body 2 are joined. It is formed to be thick. That is, at this stage, the valve contact surface portion 3c is not formed, but the inner peripheral surface is formed to extend straight upward and the upper surface is formed to be substantially horizontal. Further, the taper angle (θ1 in FIG. 3) of the first joint surface portion 3a with the cylinder head body 2 is about 0.52 rad (30 °), and the inclination angle (θ2 in FIG. 3) of the second joint surface portion 3b is about. Each is formed at 0.26 rad (15 °). That is, if the taper angle θ1 of the first joint surface portion 3a is too small, it is easy to embed the valve seat 3 in the cylinder head main body 2, but the effect of destroying the oxide film on the joint surface portion 2a of the cylinder head main body 2 is achieved. On the other hand, if it is too large, embedding of the valve seat 3 becomes difficult, and the outermost diameter of the valve seat 3 becomes too large to make it possible to narrow the distance between the two ports 2b, 2b. .52 rad (30 °).
[0032]
  Then, a ring having substantially the same diameter as that of the valve seat 3 is prepared by sintering the powder of the Cu-based material, and then this ring is placed on the upper surface of the sintered valve seat 3 and placed in a heating furnace. By melting, a Cu-based material is infiltrated into the valve seat 3. Thereafter, a Cu plating layer (about 2 μm) is applied to the entire surface portion including the first and second joint surface portions 3a and 3b of the valve seat 3 from the viewpoint of preventing oxide film formation.
[0033]
  Subsequently, as schematically shown in FIG. 5A, a brazing filler metal layer 7 is formed on the first and second joint surface portions 3 a and 3 b of the valve seat 3 via the diffusion bonding layer 5. In order to form the brazing material layer 7 and the diffusion bonding layer 5 on the valve seat 3, the brazing material is coated (ultrasonic plating) on the surface portion of the valve seat 3 in the brazing material bath by applying ultrasonic vibration. That is, as shown in FIG. 6, one end of the diaphragm 11 is attached to the ultrasonic oscillator 12, and the valve seat 3 is placed on the upper surface of the other end of the diaphragm 11. Immerse in the brazing filler metal bath 14. In this state, when ultrasonic vibration is applied to the valve seat 3 from the ultrasonic oscillator 12 through the diaphragm 11, a Cu plating layer or a slight amount of Cu is formed on the surface portion of the valve seat 3 by cavitation action by ultrasonic waves. The oxide film is destroyed, the Zn component of the brazing material is diffused to the valve seat 3 side to form the diffusion bonding layer 5 made of Fe—Zn, and the brazing material layer 7 is formed on the surface side of the diffusion bonding layer 5. Is done. Thus, the diffusion bonding layer 5 can be formed more reliably and easily than the method using mechanical friction in which the brazing material is rubbed against the surface portion of the valve seat 3. The ultrasonic plating conditions may be set, for example, to a brazing filler metal bath temperature of 400 ° C., an ultrasonic output of 400 W, and an ultrasonic vibration application time of 20 seconds. Note that a hot dipped layer similar to the diffusion bonding layer 5 may be formed on the surface of the valve seat 3 while heating in a reducing atmosphere.
[0034]
  Next, the valve seat 3 is joined to the peripheral edge portion of the port 2b opening of the cylinder head body 2, that is, the joint surface portion 2a with the valve seat 3, which has been prepared by casting or the like in advance. At this time, the joining surface portion 2a of the cylinder head body 2 is different from the shape at the time of completion of joining (the same shape as the first and second joining surface portions 3a and 3b of the valve seat 3) as shown in FIG. And a taper angle of about 0.79 rad (45 °).
[0035]
  And in order to join the valve seat 3 to the joining surface part 2a of the cylinder head body 2, as shown in FIG. 7, it is performed using a joining apparatus 20 obtained by improving a commercially available projection welding machine. The joining device 20 has a substantially U-shaped support body 21, and the upper and lower horizontal parts 21 a and 21 b of the support body 21 are cantilevered only by a vertical part 21 c on one side, and are vertically The side opposite to the portion 21c is open. A pressure cylinder 22 is provided below the upper horizontal portion 21 a of the support body 21, and the pressure cylinder 22 is attached to the cylinder rod 23 of the pressure cylinder 22 below and the same as the cylinder rod 23. A substantially cylindrical Cu upper electrode 24 that can move up and down on the axis is provided. On the other hand, on the upper side of the lower horizontal portion 21b, a Cu lower electrode 25 is provided in a state of facing the upper electrode 24 via a moving table 27, and a cylinder is formed on the inclined upper surface of the lower electrode 25. The head body 2 can be mounted such that the joint surface portion 2a is on the upper side of the cylinder head body 2. The horizontal position with respect to the lower horizontal portion 21b of the movable table 27 and the inclination of the upper surface of the lower electrode 25 can be adjusted, and the central axis of the joint surface portion 2a for joining the valve seat 3 becomes the vertical direction and the upper side. Adjustment is made so as to substantially coincide with the central axis of the electrode 24.
[0036]
  The upper and lower electrodes 24 and 25 constitute a pair of pressure heads, and are connected to a welding power source 26 housed in the vertical portion 21c of the support body 21, respectively. While the valve seat 3 is placed on the joint surface portion 2 a of the head body 2, the upper electrode 24 is brought into contact with the upper surface portion of the valve seat 3 to pressurize the valve seat 3 and the cylinder head body 2 with the pressure cylinder 22. When the welding power source 26 is turned on, a current flows from the valve seat 3 to the cylinder head body 2. Then, on the lower surface portion of the upper electrode 24 that contacts the upper surface portion of the valve seat 3, as shown in enlarged views in FIGS. 8 (a) and 8 (b), the side opposite to the vertical portion 21c of the support body 21 (support body). A cutout portion 28 as a non-energized portion is formed on the opening side of 21.
[0037]
  The cylinder head body 2 is placed on the upper surface of the lower electrode 25 of the joining device 20, and the horizontal position and lower position of the moving base 26 are arranged so that the central axis of the joining surface portion 2 a for joining the valve seat 3 substantially coincides with the upper electrode 24. After adjusting the inclination of the upper surface of the side electrode 24, the valve seat 3 is placed on the joint surface portion 2a. At this time, as shown in FIG. 4A, only the corners of the first and second joint surface portions 3a and 3b of the valve seat 3 are in contact with the joint surface portion 2a of the cylinder head body 2. That is, the valve seat 3 and the cylinder head body 2 are in a line contact state.
[0038]
  Next, the upper electrode 24 is moved downward by the operation of the pressurizing cylinder 22 and brought into contact with the upper surface of the valve seat 3. From this state, pressurization of the valve seat 3 and the cylinder head body 2 is started. This applied pressure is desirably about 29420 N (3000 kgf). Then, as shown in FIG. 9, while maintaining this applied pressure, after about 1.5 seconds from the start of pressurization, the welding power source 26 is turned on, and the resistance heat generated by energization between the valve seat 3 and the cylinder head body 2 Thus, the brazing material layer 7 is heated to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material to melt the brazing material. This current value is desirably about 70 kA.
[0039]
  At this time, the melting point of the brazing material composed of a eutectic composition of about 95% by weight of Zn component and about 5% by weight of Al component is extremely low at about 380 ° C. as shown in FIG. To do. Moreover, the joint surface portion 2a of the cylinder head body 2 is softened by the resistance heat generation, and as shown in FIG. 4B, the corner portion between the first joint surface portion 3a and the second joint surface portion 3b of the valve seat 3 by pressurization. The valve seat 3 is embedded in the cylinder head body 2 while plastically flowing the joint surface portion 2 a of the cylinder head body 2. As a result, the oxide film on the joining surface portion 2a of the cylinder head body 2 is surely broken, and the Zn component of the molten brazing material is liquid-phase diffused to the cylinder head body 2 side to form the molten reaction layer 6 made of Al-Zn. It forms (refer FIG.5 (b)).
[0040]
  On the other hand, as shown in FIG. 5 (c), almost all of the brazing material of the brazing material layer 7 is pressed between the first and second joining surface portions 3 a and 3 b of the valve seat 3 and the joining surface portion 2 a of the cylinder head body 2. It is discharged together with the above oxide film and dirt. For this reason, the diffusion bonding layer 5 and the melt reaction layer 6 are directly bonded without the brazing material layer 7 interposed therebetween, and the diffusion is further promoted between the both layers 5 and 6. Moreover, the formation of a brittle intermetallic compound called Fe—Al can be effectively prevented by passing through both layers 5 and 6. Therefore, the valve seat 3 and the cylinder head main body 2 are bonded in a liquid phase diffusion state via the diffusion bonding layer 5 and the melt reaction layer 6, and the bonding strength is very high. Even if the brazing material layer 7 remains slightly, the Zn ratio of the brazing material decreases due to diffusion, and the melting point rises to about 500 ° C. or more (see FIG. 11). For this reason, after joining, it has heat resistance more than melting | fusing point of the brazing material used.
[0041]
  Furthermore, since the Cu-based material having high electrical conductivity is infiltrated into the valve seat 3, the internal voids generated by the sintering are filled with the Cu-based material, and a part of the applied pressure is vacant. It is not used to crush the hole, and all of the applied pressure is directly used to plastically flow the joint surface portion 2a of the cylinder head body 2 and discharge the brazing material. It is possible to effectively melt the brazing filler metal while suppressing internal heat generation.
[0042]
  Further, the upper and lower horizontal portions 21a and 21b of the support body 21 are cantilevered, and due to the bending of the upper and lower horizontal portions 21a and 21b, the pressurizing force is lowered on the opening side of the support body 21, and the joint surface portions 2a and 3a are correspondingly reduced. , 3b, the contact resistance of the portion corresponding to the opening side of the support body 21 is high, so the amount of heat generated on the opening side becomes excessive, the cylinder head body 2 melts locally, and a gap with the valve seat 3 is generated. Sometimes. In order to prevent this, as described above, the notch 28 may be formed on the opening side of the support body 21 in the lower surface of the upper electrode 24. In this case, the current value is small in the portion corresponding to the opening side of the support body 21 of the valve seat 3 and the cylinder head body 2. For this reason, the opening side of the support body 21 in the cylinder head body 2 does not melt locally and a gap is not formed between the valve head 3 and the valve head 3. Further, since the central axes of the cylinder rod 23 and the upper electrode 24 of the pressurizing cylinder 22 are coincident with each other, the difference in the applied pressure in the entire upper electrode 24 and the horizontality of the upper electrode 24 are compared with the apparatus in which they do not coincide. The change in the directional position can be reduced, the degree of notch of the notch 28 can be reduced, and the misalignment of the valve seat 3 with respect to the joint surface 2a of the cylinder head body 2 can be prevented. In addition, local melting of the cylinder head body 2 can be prevented by attaching an insulating member to the lower surface portion of the upper electrode 24 instead of providing the notch portion 28.
[0043]
  Subsequently, when the energization is stopped by turning off the welding power source 26 after 1.5 to 2.5 seconds from the start of energization, the valve seat 3 is completely embedded in the joint surface portion 2 a of the cylinder head body 2. (See FIG. 4 (c)). At this time, pressurization is continued without stopping. That is, the pressure is maintained until the molten reaction layer 6 is completely solidified and cooled, and the separation and cracking at the joint surface portions 2a, 3a, and 3b due to the different thermal expansion coefficients of the valve seat 3 and the cylinder head body 2 occur. To prevent.
[0044]
  In addition, as shown in FIG. 10, it is more desirable to reduce the applied pressure substantially simultaneously with the stop of energization. That is, since there is a high possibility that cracking will occur at each joint surface portion 2a, 3a, 3b by pressurization immediately after solidification when the deformability becomes small with a large applied pressure, the pressure is reduced to a level that can follow contraction deformation, It is possible to reliably prevent cracks at the joint surfaces 2a, 3a, 3b after solidification by pressurization.
[0045]
  Thereafter, the pressurization is stopped after about 1.5 seconds from the stop of energization, whereby the joining of the valve seat 3 and the cylinder head body 2 is completed. Subsequently, the same operation is repeated in the same cylinder head body 2 to join the valve seats 3 to the remaining three joining surface portions 2a, 2a,.
[0046]
  Finally, the valve contact surface portion 3c is formed by cutting the inner peripheral surface portion, the upper surface portion, and the like of each valve seat 3 and finished in a predetermined shape. As a result, the cylinder head 1 in which each valve seat 3 is joined to the peripheral edge of each port 2b opening of the cylinder head body 2 is completed.
[0047]
  Therefore, in the basic form 1, the valve seat 3 and the cylinder head body 2 are joined in a liquid phase diffusion state via the diffusion joining layer 5 and the melt reaction layer 6 by heat generation and pressurization accompanying energization. Therefore, the cylinder head 1 having high bonding strength and heat resistance higher than that of the used brazing material can be obtained in a short time. Moreover, since it is only necessary to set the pressure and the current value so that the brazing material can be melted and discharged, the range of conditions under which high bonding strength can be obtained is wide. In addition, since the valve seat 3 can be made much smaller than the joining method by shrink fitting, the interval between the two ports 2b, 2b can be narrowed or the throat diameter can be increased. Further, the heat conductivity in the vicinity of the valve can be improved without generating a heat insulating layer, and the cooling water passage provided between the ports 2b and 2b can be brought closer to the valve seat side. The temperature in the vicinity can be effectively reduced. Furthermore, even if a glow plug or an injector is disposed between the ports 2b and 2b, a sufficient thickness can be ensured therebetween. Therefore, engine performance, reliability, and design freedom can be improved.
[0048]
  In the basic mode 1, each valve seat 3 is manufactured by sintering and Cu-based material is infiltrated therein. However, if the density inside each valve seat 3 is secured to some extent, it is not always necessary. There is no need to infiltrate. Moreover, since each valve seat 3 is made of a sintered forged material obtained by performing forging after sintering, voids inside the valve seat 3 can be eliminated in the same manner as infiltration. Material can be discharged effectively.
[0049]
  (Basic form 2)
  FIG. 12 shows a basic form 2 of the present invention, and a method for controlling energization at the time of joining the valve seat 3 and the cylinder head body 2 is different from the basic form 1.
[0050]
  That is, in this basic form, current is not continuously supplied at a constant current value, but pulse energization consisting of repetition of large and small current values is employed. The current value on the larger side of the pulse energization is constant at about 70 kA, and the current value on the smaller side is set to zero. The energization time of the large current value pulse is 0.25 to 1 second, and the energization time of the small current value pulse (the time during which no current is passed) is about 0.1 to 0.5 second. Furthermore, the number of large current value pulses is desirably 3 to 9 pulses (4 pulses in FIG. 12). The time from the start of pressurization to the start of energization of the first large current value pulse and the time from the stop of energization of the last large current value pulse to the stop of pressurization are 1.5 seconds as in the basic mode 1.
[0051]
  FIG. 13 shows a temperature change of the valve seat 3 when such pulse energization is performed. That is, since the heat capacity of the valve seat 3 made of an Fe-based material is considerably small, the temperature rise due to resistance heat generation of the valve seat 3 is severe, and in particular, the heat radiation to the upper electrode 24 and the cylinder head main body 2 is at the center in the vertical direction. It is difficult to dissipate heat compared to the upper and lower ends, and the contact resistance between the valve seat 3 and the cylinder head body 2 is high when the first large current pulse is energized. The temperature at the center is equal to or higher than the A1 transformation point when the energization of the first large current pulse is stopped. At this stage, since the valve seat 3 is almost completely embedded in the cylinder head body 2, it is possible to completely stop energization. However, the valve seat 3 starts from a temperature above the A1 transformation point. Since it is cooled rapidly, the vertical center part is burned and the hardness is increased.
[0052]
  Therefore, the second large current pulse is energized when the temperature drops slightly. At this time, unlike the first energization of the large current value pulse, the contact resistance is reduced by metallurgical bonding, the resistance heat generation is reduced, and heat dissipation is also performed. The valve seat 3 hardly rises in hardness because it is gradually cooled by repeating this process without increasing.
[0053]
  Therefore, in the basic mode 2, since the temperature of the central portion in the vertical direction of the valve seat 3 is gradually lowered by pulse energization, the hardness of the valve seat 3 does not increase greatly, and the inner peripheral surface portion is It is possible to prevent deterioration of workability when cutting. Further, it is possible to effectively suppress the valve from being easily worn due to the valve contact surface portion 3c becoming too hard.
[0054]
  In the basic mode 2, the large current value of pulse energization is constant and the small current value is 0. However, the present invention is not limited to this. For example, as shown in FIG. The small current value may be set to an intermediate value between the large current value and 0 without setting the small current value to 0 as shown in FIG. Further, as shown in FIG. 14 (c), after energizing a small current value pulse (0 in FIG. 14 (c)) following energization of the first large current value pulse, the current value is proportional to time. The energization may be switched to a continuous energization to decrease, and any energization control may be performed after the energization stop of the first large current value pulse as long as the valve seat 3 can be gradually cooled.
[0055]
  Further, in order to improve heat radiation to the upper electrode 24 of the valve seat 3, it is desirable to cool the water through the upper electrode 24. Further, as shown in FIG. 15, a cylindrical protrusion 31 is provided below the upper electrode 24 so as to face the inner peripheral surface portion of the valve seat 3, and the outer peripheral portion of the protrusion 31 is substantially equidistant in the circumferential direction. The cooling water in the upper electrode 24 may be sprayed on the inner peripheral surface portion of the valve seat 3 from a plurality of nozzles 32, 32,. As a result, the central part in the vertical direction of the valve seat 3 can be effectively cooled, and the valve seat 3 can be prevented from being overheated beyond the A1 transformation point.
[0056]
  (Basic form 3)
  FIG. 16 shows a basic form 3 of the present invention, wherein the energization control method at the time of joining the valve seat 3 and the cylinder head body 2 is different from the basic forms 1 and 2 described above.
[0057]
  That is, in this basic form, the joining device 20 has a limit switch (not shown) as seat position detecting means for detecting the position of the valve seat 3 in the height direction, and the valve seat 3 is attached to the cylinder head body 2. The limit switch is configured to be operated at a joint position where it is almost completely embedded. When the limit switch is operated after energization is started, the current is switched to a constant current value smaller than the initial current value (about 70 kA) at the time of energization. Then, the energization stop after switching is performed in time, and is stopped in 1.5 to 5 seconds from the start of energization of the initial current value.
[0058]
  The behavior in the case where the energization control is performed such that the valve seat 3 is switched to a small current value while the valve seat 3 is almost completely embedded in the cylinder head body 2 will be described.
[0059]
  First, at the start of energization, as described in the basic mode 2, the temperature of the valve seat 3 is significantly higher than that of the cylinder head body 2 made of an Al-based material, so that the coefficient of thermal expansion (linear expansion coefficient) is the cylinder head. Despite being smaller than the main body 2, the amount of thermal expansion is large. For this reason, when the energization is completely stopped in a state where the valve seat 3 is almost completely embedded in the cylinder head main body 2, the contraction amount of the valve seat 3 is larger than that of the cylinder head main body 2. Stress is generated.
[0060]
  Therefore, when energization is performed by switching to a current value smaller than the initial current value, the temperature of the valve seat 3 gradually decreases as in the basic mode 2. On the other hand, since the temperature of the cylinder head body 2 rises due to heat from the valve seat 3, the temperature difference between the valve seat 3 and the cylinder head body 2 becomes small. If energization is stopped in this state, the difference in shrinkage is reduced, and the thermal stress generated in the valve seat 3 can be reduced.
[0061]
  Therefore, in the basic mode 3, since the valve seat 3 is almost completely embedded in the cylinder head body 2 and switched to a current value smaller than the initial current value, the heat capacity of the valve seat 3 and the cylinder head body 2 is changed. And the difference of the thermal expansion amount (shrinkage amount) resulting from the difference of a thermal expansion coefficient can be made small. Therefore, it is possible to reduce the tensile thermal stress generated in the valve seat 3 and prevent vertical cracks from occurring on the inner peripheral surface portion.
[0062]
  In the basic mode 3, the current value after switching by the operation of the limit switch is constant. However, the present invention is not limited to this. For example, as shown in FIG. As shown in FIG. 17 (b), as shown in FIG. 17B, after the limit switch is operated, a large current value is applied as a pulse current smaller than the initial current value. Also good. Furthermore, even if it is the same energization control method as the said basic form 2, the same effect can be obtained.
[0063]
  Moreover, in the said basic form 3, although the position of the height direction of the valve seat 3 was detected with the limit switch and the electric current value was switched, position detection means, such as an optical sensor, may be used and a position is detected. Instead, the timing for switching the current value by time may be controlled. In this case, it is desirable to switch the current value within 0.25 to 1 second (more desirably 0.25 to 0.5 second) from the start of energization. During this time, the valve seat 3 is almost completely attached to the cylinder head body 2. It will be switched in the embedded state.
[0064]
  Furthermore, it is desirable to preheat the cylinder head body 2 to about 200 ° C. before joining the valve seat 3 to the cylinder head body 2. In this way, the temperature difference is further reduced, and the thermal stress can be kept low. As a result, the occurrence of vertical cracks in the valve seat 3 can be reliably prevented, and switching of the current value after the operation of the limit switch can be made unnecessary. In order to preheat the cylinder head body 2 in this way, the joining device 20 may be used. In other words, the upper and lower electrodes 24 and 25 of the joining device 20 are replaced with carbon ones, and the cylinder head body 2 is sandwiched between the electrodes 24 and 25 to perform preheating by turning on the welding power source. . At this time, since both the electrodes 24 and 25 are made of carbon, self-heating is large and the cylinder head body 2 can be preheated efficiently. In this way, inline compatibility is possible.
[0065]
  As shown in FIG. 18, an upper surface taper portion 3 d whose height increases toward the inner peripheral surface is provided at the upper portion of the valve seat 3, while the upper surface taper of the valve seat 3 is provided at the lower portion of the upper electrode 24. A conical concave portion 34 in which the portion 3 d is substantially fitted may be formed, and the upper surface tapered portion 3 d of the valve seat 3 may be pressurized in a state of being substantially fitted in the concave portion 34 of the upper electrode 24. That is, if pressure is applied in this way, pressure is also applied in the direction of diameter reduction of the valve seat 3, so that even if the temperature of the valve seat 3 rises, its expansion can be prevented. Even if the temperature difference is large, the difference in shrinkage is small. Therefore, even in this case, it is possible to prevent vertical cracks from occurring in the valve seat 3.
[0066]
  Further, as shown in FIG. 19, it is desirable to form chamfered portions 3e and 3e at corners of the inner peripheral surface portion, the upper surface portion, and the lower surface portion in order to alleviate stress concentration on the inner peripheral surface side of the valve seat 3. .
[0067]
  Moreover, since the inner peripheral surface side of the valve seat 3 is finally a scraped portion, only the scraped portion can be sintered as an inexpensive material.
[0068]
  (Basic form 4)
  FIG. 20 shows a main part of the joining apparatus 20 according to the basic form 4 of the present invention (note that the detailed description of the same parts as those in FIG. 7 is omitted, and only different points are described), This is different from the basic forms 1 to 3.
[0069]
  That is, in this basic form, the joining device 20 has the lower electrode 25 as in the basic forms 1 to 3, but the lower electrode 25 is not connected to the welding power source 26, and the valve seat 3 and It is used only to pressurize the cylinder head body 2. The upper electrode 24 is composed of two first and second electrodes 24a and 24b, and the first electrode 24a is the same as in the first to third embodiments. On the other hand, the second electrode 24b can be moved up and down independently by another pressure cylinder similar to the pressure cylinder 22 that moves the first electrode 24a up and down. The second electrode 24b is made of carbon, unlike the first electrode 24a, and both the electrodes 24a and 24b are connected to a welding power source 26, respectively.
[0070]
  The first and second electrodes 24 a and 24 b are in contact with the upper surfaces of the unjoined valve seat 3 to be newly joined and the previously joined valve seat 3 joined in the same cylinder head body 2, respectively. When the welding power source 26 is turned on, the current flows through the first electrode 24a, the non-joined valve seat 3, the cylinder head body 2, the pre-joined valve seat 3 and the second electrode 24b in order, and returns to the welding power source 26. ing. Thus, the already-joined valve seat 3 serves as a return-side energization path when the unjoined valve seat 3 is joined.
[0071]
  Therefore, in the basic mode 4, when the unjoined valve seat 3 is joined, the resistance heat generation amount is small on the side of the joined joint valve seat 3, and the internal temperature of the joined joint valve seat 3 rises like the unjoined valve seat 3. However, since the second electrode 24b made of carbon self-heats, even if the pre-bonded valve seat 3 is baked and the hardness is increased as described in the basic mode 2, Tempering can be performed. Moreover, tempering of the joined valve seat 3 can be performed without increasing the number of processes in-line. Therefore, it is possible to effectively suppress the thermal effect of an increase in the hardness of the valve seat 3 at the time of joining.
[0072]
  In the basic mode 4, the second electrode 24b is made of carbon. However, since this is a material having the largest self-heating value, the second electrode 24b is used when the temperature of the joined valve seat 3 becomes too high. 24b may be made of, for example, iron or brass, and can be effectively tempered.
[0073]
  (Basic form 5)
  FIG. 21 shows a piston 41 of a diesel engine as a bonded metal member according to the basic form 5 of the present invention. This piston 41 is similar to the basic form 1 in that the piston body 42 (second second) made of an Al-based material. A wear-resistant ring 43 (first metal member) made of an Fe-based material is formed on the upper outer peripheral portion of the metal member), and an Fe-based (for example, austenite-based) is formed on the lip portion in the combustion chamber 42a provided in the upper central portion of the piston body 42. Stainless steel or the like) reinforcing members 44 (first metal members) are joined to each other.
[0074]
  That is, conventionally, the piston main body 42 is cast by casting the wear-resistant ring 43. However, even if the piston main body 42 is subjected to T6 heat treatment to improve its strength, the wear-resistant ring 43 is cast in the state where the wear-resistant ring 43 is cast. Since a brittle intermetallic compound of -Al is generated, it is impossible to perform T6 heat treatment. However, in this basic form, the piston main body 42 is subjected to T6 heat treatment in advance, and the wear-resistant ring 43 can be joined to the piston main body 42. Further, even if the T6 heat treatment is performed after the wear-resistant ring 43 is joined to the piston main body 42, the heat resistance is good and Fe-Al is hardly generated, so there is no problem. For this reason, both the wear resistance and strength of the piston 41 can be improved.
[0075]
  On the other hand, the wall portion in the combustion chamber 42a of the piston main body 42 has a problem that cracks are particularly likely to occur at the corners. However, in this basic form, since the reinforcing member 44 is joined to the lip portion in the combustion chamber 42a, it is possible to prevent cracks from occurring in the wall portion in the combustion chamber 42a.
[0076]
  (Basic form 6)
  FIG. 22 shows a main part of an engine cylinder block 51 as a joining metal member according to the basic form 6 of the present invention. The cylinder block 51 is a cylinder block body made of an Al-based material, as in the basic form 1 A rib member 53 (first metal member) made of an Fe-based material is joined to an upper portion of a water jacket 52a of 52 (second metal member). Reference numeral 54 denotes a cast iron liner fitted into the inner peripheral surface of the cylinder.
[0077]
  That is, conventionally, in order to improve the rigidity of the cylinder block 51, a rib core is integrally formed on the upper portion of the water jacket portion using a sand core when the cylinder block main body 52 is cast. There is a problem that the cycle time during casting becomes long and the productivity is poor. However, in this basic form, the rib member 53 can be joined to the upper portion of the water jacket 52a of the cylinder block main body 52 in a short time while facilitating the casting of the cylinder block main body 52, thereby improving the rigidity of the cylinder block. Can do. For this reason, deformation of the liner 54 on the cylinder inner peripheral surface portion can be prevented, and engine performance such as LOC and NVH can be improved. Also, it is possible to make it linerless.
[0078]
  (Embodiment)
  Here, an embodiment of the present invention will be described with reference to FIG. In this embodiment, a case where the cylinder head body 2 and the valve seat 3 are joined as in the basic forms 1 to 4 will be described. However, as in the basic forms 5 and 6, the piston main body 42 and the wear-resistant ring 43 are used. The present invention can be similarly applied to the case where the cylinder block body 52 and the rib member 53 are joined.
[0079]
  In this embodiment, first, the material of the valve seat 3 is different from the basic form. That is, the valve seat 3 is a sintered material obtained by sintering an Fe-based powder raw material in which Cu as a high electrical conductivity element is dispersed substantially uniformly throughout, and has an internal structure as in the above basic form. The Cu-based material is joined to the pores without infiltration. The valve seat 3 is immersed in a brazing material bath 14 to form a diffusion bonding layer 5 and a brazing material layer 7 between the brazing material and the valve seat 3 on the surface of the valve seat 3 by applying ultrasonic vibration. After that, the brazing filler metal layer 7 in the upper part of the valve seat 3 (the upper electrode 24 contact portion) is removed in advance by cutting or the like before the upper electrode 24 is contacted. Note that not only the brazing filler metal layer 7 but also the diffusion bonding layer 5 may be removed at the upper part of the valve seat 3.
[0080]
  Secondly, the difference from the basic form is the taper angle of the joint surface portion 2a before joining the valve seat 3 in the cylinder head body 2, which is not about 0.79 rad (45 °), but in the cylinder head body 2 in the valve seat 3. Is set to about 0.52 rad (30 °), which is the same as the taper angle θ1 of the first joint surface portion 3a. That is, in the above basic form, the valve seat 3 and the cylinder head main body 2 are preliminarily brought into line contact with each other and are energized and pressurized so that surface contact is made in the middle of joining. Energization and pressurization are performed in a state in which the one joint surface portion 3a and the joint surface portion 2a of the cylinder head body 2 are in surface contact. In addition, the surface contact here means a contact area of 40 to 200 mm.2 (Desirably 40-100mm2 ).
[0081]
  Third, the configuration of the upper electrode 24 of the bonding apparatus 20 is different. The upper electrode 24 includes an electrode main body 35 and a substantially cylindrical electrode tip 36 attached to the tip of the electrode main body 35 by screwing. ing. At the center of the lower surface of the electrode chip 36, a protruding portion 36a is formed that protrudes from the lower surface of the electrode chip 36 (the contact surface with the valve seat 3) to the valve seat 3 side. The protruding portion 36a is formed in a substantially cylindrical shape having a tapered side peripheral surface 36b that can be substantially fitted to the inner peripheral surface portion of the valve seat 3 and has a diameter that slightly decreases toward the tip. When the lower surface of the electrode tip 36 is in contact with the valve seat 3, the protrusion 36 a has an inner peripheral surface (side surface along the pressurizing direction) of the valve seat 3 on the entire circumference of the side peripheral surface 36 b of the protrusion 36 a. )). When the valve seat 3 is pressurized with the lower surface of the electrode chip 36 to a portion (base end portion) having the same height as the contact surface with the valve seat 3 on the entire circumference of the side peripheral surface 36b of the projecting portion 36a, the valve seat 3 is pressed. A positioning portion 36c that restricts the movement of 3 in a substantially horizontal direction (a direction substantially perpendicular to the pressurizing direction) is set. The gap amount between the positioning portion 36c and the inner peripheral surface of the valve seat 3 on the side peripheral surface 36b of the protruding portion 36a is set to such an extent that the valve seat 3 may move in a substantially horizontal direction (for example, about 0.1 mm). On the other hand, the gap amount between the portion other than the positioning portion 36c on the side peripheral surface 36b of the protruding portion 36a and the inner peripheral surface of the valve seat 3 is set so that the inner peripheral surface portion of the valve seat 3 is the inner side during pressurization (the inner peripheral surface diameter is smaller). The deformation is set to such a degree that the deformation is hardly restrained even if it is deformed.
[0082]
  Further, a cooling passage 37 for flowing cooling water (cooling medium) for cooling the inside of the upper electrode 24 is formed in the electrode tip 36 of the upper electrode 24 so as to extend in the vertical direction. An upper end portion of the cooling passage 37 is connected to a lower end portion of a cooling passage (not shown) provided in the electrode body 35 so as to extend in the vertical direction. The upper end portion of the cooling passage of the electrode body 35 is connected to the cooling water. An inflow port is provided. On the other hand, a cooling water outlet 37 a that opens to the side of the electrode tip 36 is provided at the lower end of the cooling passage 37 of the electrode tip 36. That is, an inlet of the cooling water is provided on the side opposite to the contact portion of the upper electrode 24 with the valve seat 3, and an outlet 37 a of the cooling water is provided on the side of the contact portion with the valve seat 3. Then, the cooling water is allowed to flow in one direction from the outlet 37a to energize while cooling the upper electrode 24 (particularly the electrode tip 36 that is at a high temperature). A discharge pipe 38 for discharging the cooling water is connected to the outlet 37a by screwing.
[0083]
  Therefore, in the above-described embodiment, the material of the valve seat 3 is a sintered material obtained by sintering an Fe-based powder raw material in which Cu as a high electrical conductivity element is dispersed, and the Cu-based material is formed in the voids inside the sintered material. Since the bonding is performed without infiltration, the resistance value of the valve seat 3 is suppressed to be almost as low as that infiltrated with a Cu-based material by Cu dispersed in advance even if there is a hole. Can do. For this reason, it is possible to suppress the internal heat generation at the time of energization and to perform the bonding satisfactorily as in the basic mode. On the other hand, since the thermal conductivity is smaller than that of the infiltrated due to the heat insulating action of the holes, the heat sink of the valve seat 3 is moderately suppressed during the operation of the engine, and an oxide film is formed. The wear resistance of can be improved.
[0084]
  And since the said valve seat 3 has low heat conductivity as mentioned above, when electricity supply and pressurization are carried out in the state which made the line contact previously like the said basic form, each joining surface part 2a, 3a, 3b in the initial stage of electricity supply will be carried out. The amount of heat generated at is significantly increased, and the valve seat 3 is easily overheated. Moreover, since the strength is relatively small due to the presence of the holes, the first and second joint surface portions 3a and 3b of the valve seat 3 are easily deformed. For this reason, the plastic flow at the joint surface portion 2a of the cylinder head body 2 is not sufficiently performed, and the effect of destroying the oxide film cannot be sufficiently obtained. However, in this embodiment, since the first joining surface portion 3a of the valve seat 3 and the joining surface portion 2a of the cylinder head body 2 are brought into surface contact with each other in advance, energization and pressurization are performed. It is possible to prevent overheating by setting the heat generation amount at 3a and 3b to an appropriate value. Therefore, it is possible to prevent the valve seat 3 from being hardened excessively even if it is rapidly cooled as the energization is stopped, and to prevent the first and second joint surface portions 3a and 3b of the valve seat 3 from being deformed. , It is possible to perform bonding more satisfactorily.
[0085]
  Further, a substantially cylindrical shape having a predetermined gap between the lower surface of the electrode tip 36 of the upper electrode 24 and the entire inner peripheral surface of the valve seat 3 when the lower surface of the electrode tip 36 is in contact with the valve seat 3. Since the projecting portion 36a is formed and the positioning portion 36c set on the entire circumference of the base end portion of the side peripheral surface 36b of the projecting portion 36a is configured to restrict the movement of the valve seat 3 in the substantially horizontal direction when pressurized. By setting the amount of the gap to an appropriate value, even if the inner peripheral surface of the valve seat 3 is deformed inward during pressurization, the movement of the valve seat 3 in the substantially horizontal direction can be reliably restricted, and the valve seat can be controlled. 3, it is possible to prevent almost any force from acting in the diameter expansion direction. For this reason, the valve seat 3 is not cracked, and the surface of the protruding portion 36a is not rubbed against the valve seat 3 when the upper electrode 24 is separated from the valve seat 3 after joining. Moreover, since the side peripheral surface 36b of the protrusion 36a is formed in a tapered shape whose diameter decreases toward the tip of the protrusion 36a, the protrusion 36a can be more smoothly removed from the inner peripheral surface of the valve seat 3. it can. Therefore, the valve seat 3 can be satisfactorily positioned with respect to the cylinder head body 2 while preventing the cracking of the valve seat 3 and the life of the upper electrode 24 from being reduced.
[0086]
  Further, an inlet of the cooling water is provided on the opposite side of the upper electrode 24 to the contact portion with the valve seat 3, and an outlet 37 a of the cooling water is provided on the contact portion side with the valve seat 3. Since the upper electrode 24 is cooled by flowing the cooling water in one direction from the outlet 37a to the outlet 37a, there is no need for a space for reciprocating the cooling water in the vertical direction as in the prior art. Even if the diameter (space in the direction substantially along the contact portion with the valve seat 3) is small, a sufficient amount of cooling water can be smoothly flowed without being retained. Therefore, the upper electrode 24 can be reliably cooled by a simple method, and softening of the upper electrode 24 can be suppressed and the life can be improved.
[0087]
  Further, since the brazing filler metal layer 7 in the contact portion of the upper electrode 24 of the valve seat 3 is removed in advance before the upper electrode 24 is contacted, the electrode tip 36 is placed below the electrode tip 36 of the upper electrode 24 when energized. Brittle brass, which is an alloyed product of the Cu component and the Zn component of the brazing material, can be prevented from being generated, and this can also improve the life of the upper electrode 24.
[0088]
  In the above-described embodiment, Cu is uniformly dispersed throughout the valve seat 3, but the ratio of Cu in the portion of the valve seat 3 opposite to the cylinder head body 2 is made larger than that in the cylinder head body 2 side portion. Thus, the electrical conductivity of the portion opposite to the cylinder head body 2 may be higher than that of the cylinder head body 2. That is, for example, temporary sintering may be performed using different materials, and main sintering may be performed by bringing them into contact with each other. By doing so, while suppressing the heat generation amount inside the valve seat 3 to be small, the heat generation amounts at the respective joint surfaces 2a, 3a, 3b can be adjusted to be appropriate values, and the valve seat 3 The vicinity of the first and second joint surface portions 3a and 3b can be made of a material having high strength and good wear resistance. For this reason, deformation due to overheating at the time of joining the first and second joining surface portions 3a and 3b of the valve seat 3 can be more effectively prevented, and the portion opposite to the cylinder head body 2 is scraped off to be finally obtained. The valve contact surface portion 3c formed in the above is made of a material having high strength and good wear resistance. And the high electrical conductivity element disperse | distributed to the powder raw material before sintering is not restricted to Cu, Ag whose electrical conductivity is higher than Cu, and electrical resistivity are 3x10.-8An element of Ω · m or less may be dispersed in the powder raw material and sintered. In this case, the thermal conductivity of the element is desirably 2 J / cm · s · K or more.
[0089]
  Further, in the above embodiment, the energization and pressurization are performed in a state where the first joint surface portion 3a of the valve seat 3 and the joint surface portion 2a of the cylinder head body 2 are in surface contact, but as shown in FIG. In addition, the second joint surface portion 3b of the valve seat 3 and the joint surface portion 2a of the cylinder head body 2 may be brought into surface contact. As shown in FIGS. 25 and 26, a third joint surface portion 3f is formed between the first joint surface portion 3a and the second joint surface portion 3b of the valve seat 3, and the third joint surface portion 3f and the cylinder head are formed. The joint surface portion 2a of the main body 2 may be brought into surface contact (FIG. 25), and the second joint surface portion 3b of the valve seat 3 formed with the third joint surface portion 3f and the joint surface portion 2a of the cylinder head body 2 are faced. You may make it contact (FIG. 26). The surface contact is made in advance when the valve seat 3 is made of a sintered material obtained by sintering an Fe-based powder material in which a high electrical conductivity element such as Cu is dispersed as in the above embodiment. Not only, but non-high electrical conductivity elements conventionally used (electric resistivity is 3 × 10-8It may be a case where a sintered material (which does not infiltrate a Cu-based material or the like) obtained by sintering a powder raw material made only of an element larger than Ω · m) may be used. Moreover, the material comprised only with non-high electrical conductivity elements other than a sintered material may be sufficient. Even in such a case, overheating of the entire valve seat 3 can be suppressed as much as possible.
[0090]
  Furthermore, in the above-described embodiment, the cooling water inlet is provided on the side opposite to the contact portion of the upper electrode 24 with the valve seat 3, and the cooling water is provided on the contact portion side (electrode chip 36) with the valve seat 3. Although the outlet 37a is provided, the positional relationship between the inlet and the outlet 37a may be reversed. Then, as shown in FIG. 27, in order to further enhance the cooling effect of the electrode tip 37 of the upper electrode 24, an auxiliary flow different from the inlet is provided on the side opposite to the outlet 37a with respect to the center of the electrode tip 37. An inlet 37b may be provided. Here, in FIG. 27, 39 is a cooling water supply pipe connected to the auxiliary inlet 37b by screwing. Further, the lower electrode 25 may be cooled by flowing cooling water in one direction, similarly to the upper electrode 24.
[0091]
  Further, the method of positioning the valve seat 3 in the substantially horizontal direction in the above embodiment is not limited to melting the brazing filler metal of the brazing filler metal layer 7 by resistance heat generation accompanying energization, but as described at the end of the basic form, high-frequency heating is performed. It can also be applied to the case where the brazing filler metal is melted by local heating such as.
[0092]
  In the above embodiment, the case where the valve seat 3 and the cylinder head body 2 are joined in the liquid phase diffusion state via the diffusion joining layer 5 and the melt reaction layer 6 has been described. Except for removing the brazing filler metal layer 7 in the contact portion in advance, as in the case of joining by conventional resistance welding or solid phase diffusion joining method, joining is performed by heat generation and pressurization accompanying energization between both metal members. In any case as long as it is a joining method, the same effect as the above embodiment can be obtained. Further, regarding the point of removing the brazing material layer 7 in advance, the brazing material layer 7 is formed on the surface portion of the valve seat 3 via the diffusion bonding layer 5 by previously immersing the valve seat 3 in the brazing material bath 14. In addition, any joining method may be used as long as the valve seat 3 and the cylinder head body 2 are joined by heat generation and pressurization accompanying energization between the two metal members.
[0093]
【Example】
  Next, specific examples will be described. However, a basic example corresponding to the basic mode will be described first, and then an example corresponding to the embodiment will be described.
[0094]
  First, as shown in FIG. 28, as a second metal member, a test piece 61 was cast with an Al alloy casting (AC4D defined in JIS standard H5202). And this test piece 61 was subjected to T6 heat treatment.
[0095]
  Subsequently, as shown in Table 1, five types of Fe-based valve seats were produced by changing the brazing material coating method, the sheet shape, and the taper angle θ1 of the first joint surface (basic examples 1 to 5).
[0096]
[Table 1]
Figure 0003752833
[0097]
  In Table 1, “Friction” in the column of the brazing material coating method is a method of coating by rubbing the brazing material when forming the diffusion bonding layer and the brazing material layer on the surface portion of the valve seat. is there. On the other hand, “ultrasonic” is a method of coating a brazing material by ultrasonic plating as described in the basic mode 1 above. Further, “thin wall” in the column of the seat shape means that the valve seat has a shape close to the final shape and is thin as shown in FIG. On the other hand, “thick” means that, as shown in FIG. 30, it has the same shape as the above basic form and is thick.
[0098]
  In addition, the valve seat used the sintered material formed by sintering the powder raw material in which each element shown in Table 2 (except Cu) was disperse | distributed. In Table 2, the numerical value is% by weight, and TC is the total amount of carbon (total amount of free carbon (graphite) and cementite carbon). The Cu ratio of each valve seat is a value after infiltrating a Cu-based material as described later, and Cu is not contained at all before infiltration.
[0099]
[Table 2]
Figure 0003752833
[0100]
  The brazing material used was composed of 95 wt% Zn component, 4.95 wt% Al component and 0.05 wt% Mg component (Zn-Al eutectic alloy).
[0101]
  Further, a Cu-based material was infiltrated inside each valve seat, and the surface was plated with Cu.
[0102]
  Each valve seat of the basic examples 1 to 5 was joined to the test piece 61 by a joining device in the same manner as in the basic form 1. The applied pressure and current value during the joining were set to the values shown in Table 1. The current value is set to be substantially the same embedding depth because the contact resistance between the valve seat and the test piece 61 changes due to a change in the applied pressure and the like, and the embedding depth of the valve seat changes.
[0103]
  For comparison, a thick valve seat with θ1 = 0.52 rad (30 °) (Cu plated on the surface) was applied to a solid phase with a pressure and current values of 29420 N (3000 kgf) and 70 kA, respectively. Diffusion bonding (pressure welding) was performed (conventional example).
[0104]
  Next, the bonding strength of the valve seats of the basic examples 1 to 5 and the conventional example was measured. That is, as shown in FIG. 31, the test piece 61 is placed on the upper surface of the jig base 63 so that the joined side of the valve seat 62 is on the lower side. At this time, the valve seat 62 contacts the jig base 63. In order to prevent this, the jig base 63 is positioned above the through hole 63a provided at the substantially central portion. Then, a cylindrical pressure jig 64 is inserted from the upper side of the through hole 61 a of the test piece 61 and the valve seat 62 is pushed, and a pulling load when the valve seat 62 is pulled out from the test piece 61 is measured. This pull-out load corresponds to the bonding strength.
[0105]
  FIG. 32 shows the results of the above-described punch load measurement test. As a result, by comparing the basic example 1 and the basic example 2, the diffusion bonding layer and the brazing material layer are formed on the surface portion of the valve seat by ultrasonic plating, and the coating is performed by rubbing the brazing material. It can be seen that the bonding strength is improved as compared with the method. In the basic example 2, the diffusion bonding layer remained on the surface of the valve seat after the test as described later (see FIG. 35), whereas in the basic example 1, the brazing filler metal layer and the diffusion bonding layer were not formed. Since almost no trace was recognized, it can be presumed that in Example 1, the diffusion bonding layer was not completely formed.
[0106]
  Here, in Basic Example 2 above, a micrograph (magnification of about 180 times) of the valve seat surface immediately after ultrasonic plating is shown in FIG. 33, and a micrograph of the joint surface of the valve seat and test piece 61 after joining ( FIG. 34 shows a magnification of about 360 times, and FIG. 35 shows a micrograph (magnification of about 360 times) of the valve seat surface after the punching load measurement test. In FIG. 33, the upper side is a valve seat, and a brazing material layer is formed on the lower side via a thin diffusion bonding layer instead of a Cu plating layer. In addition, it turns out that the void | hole in which Cu type material was infiltrated exists in the valve seat inside. Further, in FIG. 34, there is no gap between the upper valve seat and the lower test piece 61, and the diffusion bonding layer and the melt reaction layer are clearly present. Furthermore, in FIG. 35, it can be seen that a thin diffusion bonding layer remains on the surface portion (lower surface portion) of the valve seat.
[0107]
  Moreover, by comparing the basic example 2 and the basic example 3, it can be seen that the valve load of the thick-walled valve seat is larger than that of the thin-walled valve. This can be presumed to be due to the fact that, in the basic example 2, each corner and the like of the valve seat is deformed, so that the actual applied pressure acting on the joint surface portion is reduced due to the deformation.
[0108]
  Then, by comparing the basic example 3 and the basic example 4, the basic example 4 having a larger taper angle θ1 of the first joint surface portion is superior in the effect of destroying the oxide film as described in the basic form 1. It can be seen that the bonding strength increases.
[0109]
  Furthermore, when the basic example 4 and the basic example 5 are compared, it can be seen that the bonding strength is higher in the basic example 5 having a larger applied pressure. In addition, it can be seen that by setting the applied pressure to 29420 N (3000 kgf), the bonding strength is significantly improved as compared with the conventional example.
[0110]
  Here, FIG. 36 shows an electron micrograph (magnification of about 10000 times) of the joined surface portion of the valve seat and the test piece 61 after joining in the basic example 5. In this photograph, the left side is a valve seat (including a portion that looks white), and the right side is a test piece 61. The gray portions between them are the diffusion bonding layer and the melt reaction layer. It can be seen that the thickness of both layers is about 1 μm. When elements in both layers were analyzed, Fe, Zn and Al were detected.
[0111]
  In order to investigate the influence of the applied pressure in more detail, the applied pressure is set to 9807 N (1000 kgf), 14710 N (with the brazing material coating method, the sheet shape, and the taper angle θ1 of the first joint surface portion the same as in the basic examples 4 and 5 above. The valve seat was set to 1500 kgf) and 29420 N (3000 kgf), respectively, and the valve seat was joined to the test piece 61, and the punching load was measured in the same manner as the punching load measurement test performed first.
[0112]
  Moreover, the hardness of the test piece 61 after joining was measured with a pressure of 9807 N (1000 kgf) and 29420 N (3000 kgf). The measurement of the hardness is performed by measuring the valve seat from the corner of the first joint surface portion and the second joint surface portion of the valve seat (the distance from the joint surface portion = 0 in FIG. 38) toward the outer periphery of the test piece 61. The measurement was performed at predetermined distances along a direction inclined about 0.79 rad (45 °) to the side opposite to the bonded side.
[0113]
  FIG. 37 shows the results of the above-described punching load measurement test, and FIG. 38 shows the results of the hardness measurement test. Thus, it can be seen that the greater the applied pressure, the higher the bonding strength, and the higher applied pressure has a higher hardness in the vicinity of the bonded surface portion of the test piece 61. This is because the higher the applied pressure, the lower the contact resistance and the smaller the amount of heat generated, the softening of the test piece 61 is suppressed. When the softening is suppressed, the plastic flow is reliably performed and the oxide film This is because the destructive action effect is increased and the brazing material is also reliably discharged.
[0114]
  Subsequently, in order to investigate the effect of pulse energization, the valve seat was joined to the test piece 61 by performing pulse energization. The large current value and small current value of this pulse energization were 70 kA and 0, respectively. The energization time of the large current value pulse was 0.5 seconds, and the energization time of the small current value pulse was 0.1 seconds. Further, the number of large current value pulses was six. On the other hand, for comparison, the valve seat was joined to the test piece 61 by continuous energization (energization for 2 seconds at a current value of 60 kA). The applied pressure was 29420 N (3000 kgf) in both cases.
[0115]
  And about what was joined by pulse energization and continuous energization, respectively, the hardness before and after joining in the up-and-down both ends (A part) and the up-and-down direction center part (B part), valve seat in test piece 61 Along the direction inclined about 0.79 rad (45 °) from the corner of the first joint surface portion and the second joint surface portion toward the outer peripheral side of the test piece 61 toward the side where the valve seat is joined. The hardness for each predetermined distance and the punching load were measured.
[0116]
  The result of the hardness measurement test before and after joining is shown in FIG. For this reason, the hardness at the center part (B part) in the vertical direction becomes very high after joining, especially for those joined by continuous energization, whereas those joined by pulse energization are not quenched by slow cooling. It can be seen that the hardness has hardly increased.
[0117]
  Moreover, the result of the hardness measurement test by the distance from a joint surface part is shown in FIG. As a result, it can be seen that in the case of joining by pulse energization, the hardness of the test piece 61 is lowered by receiving heat from the valve seat.
[0118]
  Furthermore, the results of measuring the punch load are shown in FIG. From the above, the amount of contraction is reduced by reducing the temperature difference between the valve seat and the test piece 61 by radiating heat to the test piece 61 while suppressing the increase in hardness by performing slow cooling inside the valve seat by pulse energization. Difference can be reduced, and the bonding strength can be improved.
[0119]
  Subsequently, in order to examine how the valve seat is embedded in the test piece 61 during pulse energization, the amount of embedding y (see FIG. 42) was measured according to the time from the start of pressurization. At this time, the large current value of pulse energization was 68 kA, and the small current value was zero. Also, the energizing time (H) of the large current pulse, the energizing time (C) of the small current pulse, and the number of large current pulses (N) are variable. Under basic conditions, 0.5 sec and 0.1 sec, respectively. And 6 pulses. Then, a test was performed by changing only one of the basic conditions (see FIG. 43 for the changing conditions).
[0120]
  FIG. 43 shows the result of the embedding amount measurement test. From this, it can be seen that the embedding is almost completed by the energization of the first large current value pulse, and the embedding is not progressing by the energization later. Also, the amount of embedding remains almost unchanged within the range of the test setting conditions. However, when the energization time of the large current value pulse is as long as 1 second, the embedding amount is slightly larger than when the first large current value pulse is energized than in the other cases, and when the number of pulses is as large as 9 pulses, It can be seen that the test piece 61 softens from the middle and the embedding proceeds. Therefore, the condition that the valve seat can be embedded in the first energization of the first large current value pulse, and the condition that the cooling inside the valve seat and the heat radiation to the cylinder head body can be performed in the energization of the second and subsequent large current value pulses, respectively. You only have to set it.
[0121]
  Next, the valve seat was used as a sintered forged material, and this was joined to the test piece 61 by pulse energization with a pressure of 29420 N (3000 kgf). At this time, the large current value of pulse energization was 60 kA, and the small current value was zero. The energizing time of the large current value pulse, the energizing time of the small current value pulse, and the number of large current value pulses were 0.5 seconds, 0.1 seconds, and 4 pulses, respectively. For comparison, a valve seat made of a sintered material infiltrated with a Cu-based material was joined to the test piece 61 in the same manner. However, the large current value of pulse energization was 53 kA. And about the thing of the sintered forging material and the infiltrated sintered material of the valve seat, the outer periphery of the test piece 61 from the corners of the first joint surface portion and the second joint surface portion of the valve seat in the test piece 61 The hardness for each predetermined distance along the direction inclined about 0.79 rad (45 °) to the side opposite to the side where the valve seat was joined toward the side was measured.
[0122]
  The result is shown in FIG. From this, it can be seen that the infiltrated sintered material has lower hardness inside the test piece 61. This is because the test piece 61 is softened because the heat generation inside the valve seat is suppressed by the infiltration of the Cu-based material and the heat generation is effectively performed at the joint surface portion. However, even if the valve seat is a sintered forged material, the bonding is performed well. This can also be seen from a micrograph of the joining surface portion of the sheet and the test piece 61 (magnification about 50 times in FIG. 45, magnification about 400 times in FIG. 46). This is because the holes inside the valve seat are crushed by forging and have the same effect as infiltration.
[0123]
  Next, an example corresponding to the above embodiment will be described. First, a valve seat was manufactured by sintering an Fe-based powder raw material in which Cu was dispersed substantially uniformly throughout (Example 1). In addition, for comparison, a sintered forged material (Comparative Example 1) and a sintered material obtained by sintering a powder raw material composed only of non-high electrical conductivity elements are infiltrated with a Cu-based material. (Comparative Examples 2 to 4) were prepared. Table 3 shows the component ratios of these Examples and Comparative Examples 1 to 4. In addition, the Cu ratio of Comparative Examples 2 to 4 is a value after infiltrating a Cu-based material, similar to that shown in Table 2, and Cu is not contained at all before infiltration. And the Cu ratio of an Example is made into the substantially same grade as the Cu ratio after the infiltration of Comparative Examples 2-4.
[0124]
[Table 3]
Figure 0003752833
[0125]
  Here, the shape of the valve seat of Example 1 and Comparative Examples 1 to 4 is shown in FIG. In addition, a valve seat made of a sintered material having the same components as in Example 1 and different in shape only was produced (Example 2). The shape of Example 2 is shown in FIG. That is, the valve seat of Example 2 has a third joint surface portion between the first joint surface portion and the second joint surface portion, similar to those shown in FIGS. 25 and 26.
[0126]
  On the other hand, as shown in FIG. 49, a test piece 71 made of the same material as the test piece 61 was produced. Similar to the test piece 61, the test piece 71 has a chamfered portion 71b in the upper portion of the through hole 71a, and the chamfered portion 71b serves as a joint surface portion before joining to the valve seat. The chamfered portion 71b has four taper angles α of about 0.52 rad (30 °), about 0.79 rad (45 °), about 1.04 rad (60 °), and about 1.31 rad (75 °). It was.
[0127]
  About the said Example 1 and Comparative Examples 1-4, the heat conductivity and the density were measured. The results are also shown in Table 3. From this, it can be seen that the density of Example 1 is smaller than that of Comparative Examples 1 to 4. That is, it has holes. On the other hand, although the thermal conductivity is larger than that of Comparative Example 1, it can be seen that the thermal conductivity is smaller than that of Comparative Examples 2 to 4 due to the heat insulating action of the pores.
[0128]
  Moreover, the change of the hardness by temperature was investigated about the said Example 1 and Comparative Examples 1,2,4. The results of this hardness measurement test are shown in FIG. As a result, the hardness of the valve seat of Example 1 is slightly smaller than the sintered forged material of Comparative Example 1 and the infiltrated materials of Comparative Examples 2 to 4, and thus is easily deformed by the applied pressure during joining. I understand that.
[0129]
  And the valve seat of the said Example 1 and Comparative Examples 1-4 was joined to the test piece 71 whose taper angle (alpha) is about 0.79 rad (45 degrees). That is, energization and pressurization were performed in a state where each valve seat and the test piece 71 were in line contact in advance. Thereafter, the unloading load of those joined was measured.
[0130]
  FIG. 51 shows the result of this punching load measurement test. From this, it can be seen that the bonding strength of Example 1 is smaller than that of the infiltrant of Comparative Examples 2 to 4, but maintains the same level as the sintered forged material of Comparative Example 1.
[0131]
  Here, a micrograph (magnification of about 50 times) inside the valve seat after joining in Example 1 is shown in FIG. As a result, pores are present even after joining, and it is possible to maintain heat insulation and suppress heat shrinkage compared to the infiltrant.
[0132]
  Then, the effect at the time of energization and pressurization in the state of surface contact beforehand was investigated. That is, the valve seat of Example 1 was joined to the test piece 71 having a taper angle α of about 0.52 rad (30 °). At this time, the first joint surface portion of the valve seat and the joint surface portion 71a of the test piece 71 are previously in surface contact (contact area: 40 to 200 mm).2 ). Further, the valve seat of Example 2 was joined to the test piece 71 having a taper angle α of about 1.04 rad (60 °). At this time, the valve seat and the joint surface portion 71a of the test piece 71 are brought into a line-contact state in advance. Furthermore, the valve seat of Example 2 was joined to the test piece 71 having a taper angle α of about 1.31 rad (75 °). At this time, the second joint surface portion of the valve seat and the joint surface portion 71a of the test piece 71 are previously in surface contact (contact area: 40 to 200 mm).2 ).
[0133]
  Then, the unloading load of the joined members, the hardness of the substantially central portion (cured layer) in the vertical direction of each valve seat after joining, and the corner portions of the first joining surface portion and the second joining surface portion of the valve seat in the test piece 71 Along the direction inclined about 0.79 rad (45 °) from the side where the valve seat was joined toward the outer peripheral side of the test piece 71 from the center of the third joint surface in the case of Example 2) The hardness for each predetermined distance was measured. FIG. 53 (shown together with the case of the line contact of Example 1 already measured) shows the results of this punching load measurement test, FIG. 54 shows the results of the hardness measurement test of the valve seat, and further the hardness of the test piece 71. The results of the thickness measurement test are shown in FIG. As a result, if energization and pressurization are performed in the state of being in line contact in advance, the amount of heat generated at the joint surface portion becomes too large, and part of the heat reaches the inside of the test piece 71 to soften the test piece 71. On the other hand, it can be seen that the remaining heat reaches the inside of the valve seat, and the hardness inside the valve seat is increased by the rapid cooling accompanying the stop of energization. On the other hand, when energization and pressurization are performed in a state where the surfaces are brought into contact with each other in advance, the amount of heat generated at the joint surface portion can be suppressed, an increase in hardness can be suppressed, and the joint strength can be improved.
[0134]
  Here, in order to investigate how the valve seat was deformed after joining in the case of surface contact in Example 2 above, the joined one was cut in the vertical direction and the cross section was observed with a microscope. The micrograph is shown in FIG. For comparison, FIG. 57 shows a cross-sectional micrograph after joining in the case of line contact in Example 2 above. Further, when the valve seat of Example 2 is joined to the test piece 71 that does not have the chamfered portion 71b (the through hole 71a extends to the upper surface with the same diameter) (that is, in this case also in a state in which line contact is made in advance) FIG. 58 shows a cross-sectional photomicrograph after joining in (a). The magnification of these photographs is 10 times. From this, when the line contact is made in advance, the third joint surface portion of the valve seat is greatly deformed inward, whereas when the surface contact is made in advance, the amount of heat generated at the joint surface portion is suppressed, It can be seen that there is almost no deformation in the joint surface portion of the valve seat even if it is easier to deform than the infiltrant. In addition, it turns out that the internal peripheral surface part of each valve seat has deform | transformed greatly inside from these photographs. However, since the valve seat was positioned as in the above embodiment, the positioning could be performed satisfactorily without causing cracks in the valve seat or damaging the upper electrode.
[0135]
【The invention's effect】
  As explained above, the claims1'sAccording to the invention, as a joining method for joining the first metal member and the second metal member by heat generation and pressurization accompanying energization between the two metal members using electrodes,Before joining the two metal members,An inlet of a cooling medium for cooling the inside of the electrode is provided on one side of the electrode in contact with the first metal member or the second metal member and on the opposite side of the contact part, and the cooling medium is provided on the other side. There is an outlet forProcess,A brazing material having a melting point lower than that of the first metal member and the second metal member and having a eutectic composition with the second metal member, and the first metal member on the joint surface portion of the first metal member, After the step of forming the brazing filler metal layer through the diffusion layer and the step of forming the brazing filler metal layer, the first metal member and the second metal member are provided with the inlet and the outlet. The joint surface portion of the second metal member is plastically flowed by heat generation and pressurization to a temperature equal to or higher than the melting point of the brazing material due to energization between the two metal members using electrodes, and the brazing material and the second brazing material While the diffusion layer of the metal member is formed and the molten brazing material is discharged from between the joint surfaces of the two metal members, the component elements are diffused between the two diffusion layers, and the liquid phase diffusion state through the two diffusion layers The step of forming the brazing material layer in a brazing material bath The brazing filler metal is coated on the surface of the first metal member by applying ultrasonic vibration, thereby forming the brazing filler metal layer and the diffusion layer of the brazing filler metal and the first metal member on the first metal member. And energization between the two metal members using the electrode in the step of joining the first metal member and the second metal member is performed on the electrode.The cooling medium should flow in one direction from the inlet to the outlet.La lineBy doing so, the life of the electrode can be improved by a simple method.At the same time, the bonding strength between the two metal members can be reliably improved.
[0136]
  Claim2According to the invention, the first metal member is an Fe-based material, the second metal member is an Al-based material, and the brazing material is a Zn-based material.1The material combination most suitable for the joining method in the present invention is obtained.
[0137]
  Claim3According to the invention, the first metal member is made of a sintered material, and the high electrical conductivity material is infiltrated into the first metal member in advance, thereby effectively improving the bonding strength. In addition, the life of the electrode can be further improved.
[0138]
  Claim4According to the invention, the first metal member is a sintered material obtained by sintering a powder material in which a high electrical conductivity element is dispersed.3In addition to the function and effect of the present invention, it is possible to reduce the manufacturing cost and improve the wear resistance when the first metal member is used at a high temperature.
[0139]
  Claim5According to the present invention, since the high electrical conductivity element is Cu, the resistance value inside the first metal member can be effectively reduced at low cost.
[Brief description of the drawings]
FIG. 1 is a cross-sectional view showing a main part of a cylinder head of an engine as a joining metal member manufactured by a joining device according to a basic form 1 of the present invention.
FIG. 2 is a cross-sectional view schematically showing a joined state of a valve seat and a cylinder head body.
FIG. 3 is a cross-sectional view showing a shape of the valve seat before joining.
FIG. 4 is an explanatory view showing a procedure for joining a valve seat to a cylinder head body.
FIG. 5 is an explanatory view schematically showing a joining process of a valve seat and a cylinder head main body.
FIG. 6 is an explanatory view showing a state where a brazing material is coated on the surface portion of the valve seat in the brazing material bath by applying ultrasonic vibration.
FIG. 7 is a side view showing the joining device.
8A is a view taken in the direction of arrow VIII in FIG. 7, and FIG. 8B is a bottom view of the upper electrode.
FIG. 9 is a timing chart showing a method for controlling pressurization and energization.
FIG. 10 is a view corresponding to FIG. 9, illustrating another example of the pressurization control method.
FIG. 11 is a phase diagram of an Al—Zn alloy.
FIG. 12 is a view corresponding to FIG.
FIG. 13 is a graph showing a temperature change inside the valve seat due to pulse energization.
FIG. 14 is a view corresponding to FIG. 9, illustrating another example of the energization control method.
FIG. 15 is a cross-sectional view showing a state in which cooling water is sprayed on the inner peripheral surface portion of the valve seat.
FIG. 16 is a diagram corresponding to FIG.
FIG. 17 is a view corresponding to FIG. 9 and showing another example of the energization control method.
FIG. 18 is a cross-sectional view showing a state in which the valve seat is also pressed in the diameter reducing direction to suppress its thermal expansion.
FIG. 19 is a view corresponding to FIG. 3 showing another example of the shape of the valve seat.
20 is a cross-sectional view of the main part showing a state in which the valve seat and the cylinder head main body are joined by the joining device according to basic form 4. FIG.
21 is a cross-sectional view showing an engine piston as a bonded metal member according to basic form 5. FIG.
22 is a cross-sectional view showing a main part of an engine cylinder block as a bonded metal member according to basic form 6. FIG.
FIG. 23 is a cross-sectional view of the main part showing a state in which the valve seat and the cylinder head main body are joined in the embodiment.
24 is a view corresponding to FIG. 23 showing a state in which the second joint surface portion of the valve seat and the joint surface portion of the cylinder head main body are in surface contact with each other.
25 is a view corresponding to FIG. 23 showing a state in which the third joint surface portion of the valve seat and the joint surface portion of the cylinder head main body are in surface contact with each other.
26 is a view corresponding to FIG. 23 showing a state in which the second joint surface portion of the valve seat having the third joint surface portion and the joint surface portion of the cylinder head main body are in surface contact with each other.
FIG. 27 is a view corresponding to FIG. 23, showing another cooling method for the upper electrode.
FIG. 28 is a cross-sectional view showing a test piece used for joining in a basic example.
FIG. 29 is a cross-sectional view showing a thin valve seat.
FIG. 30 is a cross-sectional view showing a thick valve seat.
FIG. 31 is a schematic cross-sectional view showing the outline of a punching load measurement test.
FIG. 32 is a graph showing results of a punching load measurement test in the valve seats of basic examples 1 to 5 and a conventional example.
FIG. 33 is a photomicrograph showing the state of the valve seat surface immediately after ultrasonic plating.
34 is a photomicrograph showing the joined state of the valve seat and test piece in Basic Example 2. FIG.
FIG. 35 is a photomicrograph showing a state of a valve seat surface portion after a punching load measurement test.
36 is a photomicrograph showing the joined state of the valve seat and test piece in Basic Example 5. FIG.
FIG. 37 is a graph showing the relationship between the welding pressure and the drawing load.
FIG. 38 is a graph showing a change in hardness according to a distance from a joint surface portion of a test piece.
FIG. 39 is a graph showing changes in hardness before and after joining of the valve seat in continuous energization and pulse energization.
FIG. 40 is a graph showing a change in hardness according to a distance from a joint surface portion of a test piece in continuous energization and pulse energization.
FIG. 41 is a graph showing the results of a punch load measurement test in continuous energization and pulse energization.
FIG. 42 is an explanatory diagram showing an embedding amount y in an embedding amount measurement test.
FIG. 43 is a graph showing the relationship between the time from the start of pressurization and the embedding amount y.
FIG. 44 is a graph showing a change in hardness according to a distance from a joint surface portion of a test piece when a valve seat is a sintered forged material and an infiltrated sintered material.
FIG. 45 is a micrograph showing a joined state between a valve seat made of sintered forged material and a test piece.
FIG. 46 is a photomicrograph showing a further enlarged state of joining between a valve seat made of sintered forged material and a test piece.
47 is a cross-sectional view showing a valve seat of Example 1. FIG.
48 is a cross-sectional view showing a valve seat of Example 2. FIG.
FIG. 49 is a cross-sectional view of the main part showing the main part of the test piece used for joining in Example.
50 is a graph showing the relationship between temperature and hardness in the valve seats of Example 1 and Comparative Examples 1, 2, and 4. FIG.
51 is a graph showing the results of a punching load measurement test in the valve seats of Example 1 and Comparative Examples 1 to 4. FIG.
52 is a photomicrograph showing the internal state of the valve seat after joining in Example 1. FIG.
FIG. 53 is a graph showing the results of a punching load measurement test when Examples 1 and 2 were previously brought into line contact or surface contact.
FIG. 54 is a graph showing the results of a valve seat hardness measurement test when Examples 1 and 2 were previously brought into line contact or surface contact.
FIG. 55 is a graph showing a change in hardness according to a distance from a joint surface portion of a test piece when a line contact or a surface contact is made in advance in Examples 1 and 2.
FIG. 56 is a photomicrograph showing a joining state when the valve seat of Example 2 is joined to the test piece in surface contact in advance.
FIG. 57 is a photomicrograph showing the joining state when the valve seat of Example 2 is joined to the test piece in advance by line contact.
FIG. 58 is a photomicrograph showing the bonding state when the valve seat of Example 2 is bonded in advance to a test piece without a chamfered portion in line contact.
[Explanation of symbols]
  1 Cylinder head
  2 Cylinder head body (second metal member)
  2a Joint surface
  3 Valve seat (first metal member)
  3a 1st joint surface part
  3b Second joint surface
  3f Third joint surface
  5 Diffusion bonding layer (Diffusion layer of brazing material and valve seat)
  6 Melting reaction layer (diffusion layer between brazing material and cylinder head body)
  7 Brazing material layer
  14 Brazing bath
  24 Upper electrode
  25 Lower electrode
  37 Cooling passage
  37a outlet
  37b Auxiliary inlet

Claims (5)

第１の金属部材と第２の金属部材とを、電極を用いた該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合する接合方法であって、
上記両金属部材の接合前に、上記電極において第１の金属部材又は第２の金属部材との当接部側及び該当接部と反対側の一方に該電極の内部を冷却する冷却媒体の流入口を設け、かつ他方に該冷却媒体の流出口を設けておく工程と、
上記第１の金属部材の接合面部に、該第１の金属部材及び第２の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からなるろう材と第１の金属部材との拡散層を介して上記ろう材層を形成する工程と、
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、上記流入口及び流出口を設けた電極を用いた該両金属部材間の通電に伴う上記ろう材の融点以上の温度への発熱及び加圧により、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、上記両拡散層間で成分元素を拡散させて、該両拡散層を介した液相拡散状態で接合する工程とを含み、
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り、
上記第１の金属部材と第２の金属部材とを接合する工程における上記電極を用いた該両金属部材間の通電は、該電極の流入口から流出口に上記冷却媒体を一方向に流しながら行うことを特徴とする金属部材の接合方法。A joining method of joining the first metal member and the second metal member by heat generation and pressurization accompanying energization between the two metal members using electrodes,
Before joining the two metal members, the flow of the cooling medium that cools the inside of the electrode to one of the contact portion side of the first metal member or the second metal member and the opposite side of the contact portion in the electrode. the inlet is provided, and the contact Ku step is provided an outlet for the cooling medium to the other,
A brazing material having a melting point lower than that of the first metal member and the second metal member and having a eutectic composition with the second metal member, and the first metal member on the joint surface portion of the first metal member, Forming the brazing filler metal layer through the diffusion layer of
After the step of forming the brazing filler metal layer, the brazing filler metal accompanying the energization between the first metal member and the second metal member using the electrodes provided with the inflow port and the outflow port. The joint surface of the second metal member is plastically flowed by heat generation and pressurization to a temperature equal to or higher than the melting point of the second metal member. A step of diffusing component elements between the two diffusion layers while discharging from between the bonding surface portions of the metal member, and bonding in a liquid phase diffusion state through the both diffusion layers,
The step of forming the brazing material layer comprises coating the brazing material layer on the first metal member by coating the brazing material by applying ultrasonic vibration to the surface portion of the first metal member in the brazing material bath. A step of forming a diffusion layer of the brazing material and the first metal member,
In the step of joining the first metal member and the second metal member, energization between the metal members using the electrode does not flow the cooling medium in one direction from the inlet to the outlet of the electrode. method for joining metal members but characterized by Racovian Ukoto. 請求項１記載の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金属部材の接合方法。In the joining method of the metal member of Claim 1,
The first metal member is made of an Fe-based material,
The second metal member is made of an Al-based material,
The brazing material is made of a Zn-based material . 請求項１又は２記載の金属部材の接合方法において、
第１の金属部材は、焼結材であり、
上記第１の金属部材の内部に予め高電気伝導率材料を溶浸することを特徴とする金属部材の接合方法。In the joining method of the metal member of Claim 1 or 2 ,
The first metal member is a sintered material,
A metal member joining method, wherein a high electrical conductivity material is infiltrated in advance into the first metal member. 請求項１又は２記載の金属部材の接合方法において、
第１の金属部材は、高電気伝導率元素が分散された粉末材料を焼結してなる焼結材であることを特徴とする金属部材の接合方法。In the joining method of the metal member of Claim 1 or 2 ,
The metal member joining method, wherein the first metal member is a sintered material obtained by sintering a powder material in which a high electrical conductivity element is dispersed . 請求項４記載の金属部材の接合方法において、
高電気伝導率元素はＣｕであることを特徴とする金属部材の接合方法。In the joining method of the metal member of Claim 4 ,
The method for joining metal members, wherein the high electrical conductivity element is Cu .
JP10578198A 1998-03-31 1998-03-31 Method for joining metal members Expired - Fee Related JP3752833B2 (en)

Priority Applications (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP10578198A JP3752833B2 (en) 1998-03-31 1998-03-31 Method for joining metal members

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
JP10578198A JP3752833B2 (en) 1998-03-31 1998-03-31 Method for joining metal members

Publications (2)

Publication Number Publication Date
JPH11285845A JPH11285845A (en) 1999-10-19
JP3752833B2 true JP3752833B2 (en) 2006-03-08

Family

ID=14416700

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
JP10578198A Expired - Fee Related JP3752833B2 (en) 1998-03-31 1998-03-31 Method for joining metal members

Country Status (1)

Country Link
JP (1) JP3752833B2 (en)

Families Citing this family (2)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
JP3696137B2 (en) 2000-09-08 2005-09-14 株式会社藤田ワークス Method for producing electrolytic cell unit and electrolytic cell unit
CN107461271B (en) * 2017-09-12 2023-03-24 重庆潍柴发动机有限公司 Cylinder head

Also Published As

Publication number Publication date
JPH11285845A (en) 1999-10-19

Similar Documents

Publication Publication Date Title
JP3752830B2 (en) Joined metal member and method of joining the member
JP3740858B2 (en) Joined metal member and method of joining the member
JP3380081B2 (en) Valve seat
JP3812789B2 (en) Metal welding method and metal joint structure
JPH0979014A (en) Manufacture of cylinder head for engine
EP2300196A1 (en) Method of reconditioning of cylinder head of an internal combustion engine
JP3394363B2 (en) Engine cylinder head
JPH09122924A (en) Resistance joining method between different materials
JP3752866B2 (en) Joining metal member joining method
JP3752834B2 (en) Method for joining metal members
JP3752833B2 (en) Method for joining metal members
JP3752831B2 (en) Method for joining metal members
JPH08296417A (en) Cylinder head for engine
JP4013297B2 (en) Method for joining metal members
JP3752832B2 (en) Method and apparatus for joining metal members
JPH1190620A (en) Method and device for connecting metal member
JPH0658116A (en) Valve seat
JP4178568B2 (en) Method of joining metal members
JPH1190619A (en) Method and device for joining metallic member
JPH1190621A (en) Method and device for connecting metal member
JPH10121921A (en) Valve seat for internal combustion engine
EP0730085A1 (en) A cylinder head and a method for producing a valve seat
JPH1190652A (en) Method and device for joining metallic members
JPH0979012A (en) Manufacture of cylinder head for engine
JP2000263241A (en) Equipment and method of joining metals

Legal Events

Date Code Title Description
A977 Report on retrieval

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A971007

Effective date: 20050323

A131 Notification of reasons for refusal

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A131

Effective date: 20050510

A521 Written amendment

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A523

Effective date: 20050706

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: 20051122

A61 First payment of annual fees (during grant procedure)

Free format text: JAPANESE INTERMEDIATE CODE: A61

Effective date: 20051205

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: 20091222

Year of fee payment: 4

LAPS Cancellation because of no payment of annual fees