JP3752866B2 - 接合金属部材の接合方法 - Google Patents

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、第１の金属部材と第２の金属部材とが接合されてなる接合金属部材の接合方法に関する技術分野に属する。
【０００２】
【従来の技術】
従来より、例えばエンジンのシリンダヘッドにおいてバルブシートをシリンダヘッド本体の吸気及び排気用ポートの開口周縁部に接合する場合のように、金属部材同士を接合する方法としては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。また、例えば特開平７−１０３０７０号公報に示されているように、予めバルブシートの接合面部を、バルブシートの押圧方向（上下方向）と垂直な水平面と、この水平面に垂直な（バルブシートの押圧方向に沿う）垂直面と、該水平面及び垂直面を繋ぐ傾斜面とで構成しておき、このバルブシートとシリンダヘッド本体とを、点接触させた状態で両部材間の通電及び加圧によりバルブシートをシリンダヘッド本体側に押圧移動させることでシリンダヘッド本体を塑性変形させながら接合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。また、この公報では、予めバルブシートの接合面部を、バルブシートの押圧方向に対して傾斜角が互いに異なる２つの傾斜面と該両傾斜面間に円弧状に形成された凸面とで構成しておくことが示されている。
【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、第１の金属部材と第２の金属部材とを、該両金属部材間の加熱及び加圧により接合しようとする場合、上記提案例（特開平７−１０３０７０号公報及び特開平８−２００１４８号公報）のように、第１の金属部材を第２の金属部材側に押圧移動させることで第２の金属部材を塑性流動させながら接合するようにすることが望ましい。すなわち、このようにすることで、両金属部材の接合面部に形成された酸化被膜を効果的に破壊させることができ、両金属部材の接合強度の向上化が期待できる。
【０００７】
しかし、上記特開平７−１０３０７０号公報のように、第１の金属部材の接合面部に、該第１の金属部材の押圧方向に沿う垂直面を形成していると、第２の金属部材におけるこの垂直面に対応する部分では、上記第１の金属部材が第２の金属部材に押し付けられる力が作用しないため、酸化被膜の破壊作用や未反応ろう材の排出作用が有効に機能せず、この部分での接合強度は低くなってしまう。
【０００８】
また、上記特開平８−２００１４８号公報のように、第１の金属部材の接合面部を、該第１の金属部材の押圧方向に対して傾斜角が互いに異なる２つの傾斜面と円弧状の凸面とで構成すれば、第２の金属部材の材料を凸面から２つの傾斜面に沿って流動させるようにすることはできるものの、第２の金属部材において特に第１の金属部材の押圧方向に対する傾斜角が小さい側の傾斜面に対応する部分では、材料の流れが凸面から離れるに連れて次第にその傾斜面から剥離していき、このように材料の流れが剥離した部分においては酸化皮膜の破壊効果が不十分となり、十分な接合強度が得られないという問題がある。このことは、円弧状の凸面の代わりに２つの傾斜面を直接繋げて角部を形成するようにしても同じことである。
【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、上述の如く第２の金属部材を塑性流動させながら接合する場合に、第１の金属部材の接合面部の形状に工夫を凝らすことによって、第２の金属部材の材料が第１の金属部材の接合面部に沿って確実に流れるようにして、両金属部材の接合強度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、予め、第１の金属部材の接合面部を、第１の金属部材の押圧方向に対して傾斜しかつ２つ以上の角部を有するように該傾斜方向に連続的に繋げられた３つ以上の傾斜面で構成しておくと共に、この接合面部に、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ないしその近傍組成からなるろう材と第１の金属部材との拡散層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、ろう材と第１の金属部材との拡散層における厚さが１μｍ以下となるように第１の金属部材に上記ろう材層及び該拡散層を形成する）、上記第１の金属部材と第２の金属部材とを、該両金属部材間の通電に伴う発熱による上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、ろう材における第２の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するようにろう材及び第２の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散接合を行うことで、該両拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成するようにした。
【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、該両金属部材間の加熱及び加圧により第１の金属部材を第２の金属部材側に押圧移動させることで第２の金属部材を塑性流動させながら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予め第１の金属部材の接合面部を、第１の金属部材の押圧方向に対して傾斜しかつ２つ以上の角部を有するように該傾斜方向に連続的に繋げられた３つ以上の傾斜面で構成しておく工程と、上記第１の金属部材における傾斜面で構成した接合面部に、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ないしその近傍組成からなるろう材と第１の金属部材との拡散層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、該両金属部材間の通電に伴う発熱による上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、ろう材における第２の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するようにろう材及び第２の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散接合を行うことで、該両拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成する工程とを含み、上記ろう材層を形成する工程は、ろう材浴中の第１の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、上記ろう材と第１の金属部材との拡散層における厚さが１μｍ以下となるように第１の金属部材に上記ろう材層及び該拡散層を形成する工程であるものとする。
【００１３】
このことにより、複数の角部により第２の金属部材における材料の流れが各傾斜面から剥離し難くなり、第１及び第２の金属部材間のどの部分においても酸化皮膜が効果的に破壊されて第１の金属部材と第２の金属部材とが確実に接合される。この結果、簡単な方法で両金属部材の接合強度を向上させることができる。
【００１４】
しかも、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高融点化するように変化するので、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、酸化被膜の破壊及びろう材の排出を確実に行う必要がある。しかし、この発明では、塑性流動を良好に行わせて酸化被膜を破壊させることができ、その酸化被膜及び溶融したろう材を排出させ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】
また、拡散層の厚さを１μｍ以下とすることで、ろう材と第１の金属部材とが拡散し過ぎるのを抑えることができ、その拡散層において第１の金属部材の割合が多くなってろう材の組成が共晶組成から大きく外れるのを防止することができる。また、このように共晶組成から外れたろう材が多くなるのを防止することができる。このため、ろう材の組成を共晶組成ないしその近傍組成に維持しておくことができる。この結果、ろう材を溶融させるための入熱量を低く抑えることができ、第１又は第２の金属部材が軟化して変形するのを防止することができる。よって、酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果が確実に得られ、両金属部材の接合強度をより一層向上させることができる。
【００１６】
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、ろう材浴中に浸漬するだけの溶融メッキ方法では、第１の金属部材に確実にろう材層及び拡散層を形成するには長時間を必要とし、拡散層の厚さを１μｍ以下にすることが容易ではないのに対し、この発明では、短時間でろう材層及び拡散層を確実に形成することができると共に、厚さを１μｍ以下の拡散層を容易かつ確実に実現することができる。さらに、フラックスを用いたろう付けを行う場合のようなフラックス除去のための後工程が不要である。よって、簡単な方法で、接合強度のより高い接合金属部材が得られる。
【００１７】
さらにまた、第１及び第２の金属部材間の通電に伴う発熱により、ろう材の融点以上の温度への加熱を行うので、両金属部材間の抵抗発熱により容易に加熱することができ、ろう材を容易にかつ確実に溶融させることができる。よって、簡単な具体的加熱方法が容易に得られる。
【００１８】
請求項２の発明では、請求項１の発明において、傾斜面は３つであるものとする。
【００１９】
この発明により、第１の金属部材の接合面部を形成するための加工（焼結等により製造する場合にはその金型の加工）が最も容易であり、加工コストを低減することができる。一方、接合面部に２つの角部を形成するだけで、第２の金属部材における材料の流れが各傾斜面から剥離するのを有効に防止することができる。
【００２０】
請求項３の発明では、請求項２の発明において、第１の金属部材の押圧方向に対する傾斜角が最も小さい傾斜面の傾斜角を、３０〜４０°に設定し、第１の金属部材の押圧方向に対する傾斜角が最も大きい傾斜面の傾斜角を、６０〜７０°に設定するようにする。
【００２１】
すなわち、傾斜角が最も小さい傾斜面の傾斜角は、３０°（約０．５２ｒａｄ）よりも小さいと、酸化皮膜の破壊効果が低下する一方、４０°（約０．７０ｒａｄ）よりも大きいと、第２の金属部材を塑性流動させることが困難になると共に、第１の金属部材がその押圧方向と垂直な方向に大きくなりすぎるので、３０〜４０°（約０．５２〜０．７０ｒａｄ）に設定している。また、傾斜角が最も大きい傾斜面の傾斜角は、６０°（約１．０５ｒａｄ）よりも小さいと、傾斜角が最も小さい傾斜面の傾斜角を上記範囲に設定することが困難になる反面、７０°（約１．２２ｒａｄ）よりも大きいと、第２の金属部材を塑性流動させることが困難になるので、６０〜７０°（約１．０５〜１．２２ｒａｄ）に設定している。よって、酸化被膜の破壊により接合強度を向上させるための最良の形態が得られる。
【００２２】
請求項４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。
【００２３】
こうすることで、Ｚｎ系のろう材はＦｅ系の第１の金属部材とＦｅ−Ｚｎの拡散層を、またＡｌ系の第２の金属部材とＡｌ−Ｚｎの拡散層をそれぞれ容易に形成する。また、両拡散層を介した接合であるので、Ｆｅ−Ａｌという脆い金属間化合物が生成するのを有効に防止することができる。よって、請求項１の発明における接合方法に最適な材料の組合せが得られる。
【００２４】
請求項５の発明では、請求項４の発明において、ろう材は、Ｚｎが９２〜９８重量％のＺｎ−Ａｌ系合金からなるものとする。
【００２５】
このことで、ろう材を４００℃以下で溶融させることができ、Ｆｅ系の第１の金属部材が変形するのを防止することができると共に、Ａｌ系の第２の金属部材が溶融したり軟化したりするのを確実に防止することができる。よって、Ｆｅ系金属部材とＡｌ系金属部材とを接合する場合に、融点が低くて取り扱いの簡単なろう材の具体的材料が容易に得られる。
【００２６】
請求項６の発明では、請求項１〜５のいずれか１つの発明において、第１の金属部材は、高電気伝導率元素であるＣｕ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。
【００２７】
このことで、第１の金属部材を所定の形状に簡単に製造することができる。また、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、溶浸材と同様に、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、その使用時に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、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と共に、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。さらに、上記高電気伝導率元素がＣｕであることで、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。
【００２８】
【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接合金属部材及び該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。
【００２９】
（基本形態１）
図１は、基本形態１に係る接合金属部材としてのエンジンのシリンダヘッド１の要部を示し、このシリンダヘッド１は、第２の金属部材としてのシリンダヘッド本体２における４つの吸気及び排気用ポート２ｂ，２ｂ，…の開口周縁部つまりバルブが当接する位置に略リング状のバルブシート３，３，…（第１の金属部材）が後述の如く接合されてなるものである。上記各ポート２ｂの開口周縁部はシリンダヘッド１の下側から見て略正方形状に並べられており、その各開口周縁部は各バルブシート３との接合面部２ａとされている。
【００３０】
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。
【００３１】
上記各バルブシート３はＦｅ系材料からなる焼結材であり、その内部には高電気伝導率材料としてのＣｕ系材料が溶浸されている。この各バルブシート３のシリンダヘッド本体２との第１及び第２接合面部３ａ，３ｂには、図２に模式的に示すように、Ｚｎ−Ａｌ共晶合金（約９５重量％のＺｎ成分と約５重量％のＡｌ成分（後述するシリンダヘッド本体２の材料成分）との共晶組成）からなるろう材と該バルブシート３との拡散層である鉄側溶融反応層５が形成されている。すなわち、この鉄側溶融反応層５は、上記ろう材のＺｎ成分がバルブシート３側に拡散することにより形成されたＦｅ−Ｚｎからなっている。
【００３２】
一方、上記シリンダヘッド本体２はＡｌ系材料からなり、このシリンダヘッド本体２の各バルブシート３との接合面部２ａには上記ろう材と該シリンダヘッド本体２との拡散層であるアルミ側溶融反応層６が形成されている。すなわち、このアルミ側溶融反応層６は、上記ろう材のＺｎ成分が溶融状態でシリンダヘッド本体２側に液相拡散することにより形成されたＡｌ−Ｚｎからなっている。尚、上記ろう材の融点は、各バルブシート３及びシリンダヘッド本体２よりも低い。
【００３３】
そして、上記各バルブシート３とシリンダヘッド本体２とは、上記鉄側溶融反応層５及びアルミ側溶融反応層６を介して液相拡散接合されており、この鉄側溶融反応層５の厚さは１μｍ以下に設定されている。上記鉄側溶融反応層５及びアルミ側溶融反応層６のトータルの厚さとしては、０．３〜１．０μｍ程度が好ましい。また、鉄側溶融反応層５及びアルミ側溶融反応層６間の少なくとも一部（実際には、略全ての部分）には、該両溶融反応層５，６同士の合金部が形成されている。この合金部の組成は、Ａｌ：５〜１０％、Ｚｎ：約１０％、Ｆｅ：残部、となっており、両溶融反応層５，６及び合金部の組成は全体に亘ってなだらかに傾斜している。
【００３４】
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）。
【００３５】
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３０°（約０．５２ｒａｄ）に、また第２接合面部３ｂの傾斜角（図３のθ２）は２０°（約０．３５ｒａｄ）にそれぞれ形成する。
【００３６】
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。
【００３７】
続いて、図５（ａ）に模式的に示すように、上記バルブシート３の第１及び第２接合面部３ａ，３ｂに鉄側溶融反応層５を介してろう材層７を形成する。このとき、バルブシート３に、鉄側溶融反応層５の厚さが１μｍ以下となるようにする。このようにバルブシート３に鉄側溶融反応層５及びろう材層７を形成するには、ろう材浴中のバルブシート３の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティング（超音波メッキ）する。すなわち、図６に示すように、振動板１１の一端部を超音波発振機１２に取り付け、上記バルブシート３をこの振動板１１の他端部の上面に載せた状態で有底状容器１３内のろう材浴１４に浸漬する。この状態で上記超音波発振機１２から振動板１１を介して超音波振動をバルブシート３に付与すると、超音波によるキャビテーション作用によりバルブシート３の表面部のＣｕメッキ層や僅かに形成されていた酸化被膜が破壊され、ろう材のＺｎ成分がバルブシート３側に拡散してＦｅ−Ｚｎからなる鉄側溶融反応層５が形成されると共に、この鉄側溶融反応層５の表面側にろう材層７が形成される。このことで、ろう材をバルブシート３の表面部に擦りつけるという機械的な摩擦を利用する方法（摩擦ハンダ法）よりも確実かつ容易に鉄側溶融反応層５を形成することができる。ここで、上記超音波メッキの条件としては、例えば、ろう材浴温度を４００℃、超音波出力を４００Ｗ、超音波振動付与時間を２０秒にそれぞれ設定すればよい。尚、フラックス等の酸化被膜を破壊する手段を用いて、バルブシート３をろう材浴１４に浸漬するだけの溶融メッキ方法でも鉄側溶融反応層５及びろう材層７を形成することはできるが、超音波メッキの方がより簡単かつ確実に鉄側溶融反応層５の厚さを１μｍ以下にすることができる。
【００３８】
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、４５°（約０．７９ｒａｄ）のテーパ角を有している。
【００３９】
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。
【００４０】
上記上側及び下側電極２４，２５は、支持本体２１の鉛直部２１ｃ内に収納された溶接電源２６にそれぞれ接続され、下側電極２５上面におけるシリンダヘッド本体２の接合面部２ａにバルブシート３を載せた状態でそのバルブシート３の上面部に上側電極２４を当接させてバルブシート３及びシリンダヘッド本体２を加圧シリンダ２２により加圧しつつ上記溶接電源２６をＯＮすると、電流がバルブシート３からシリンダヘッド本体２へと流れるようになっている。そして、上記上側電極２４のバルブシート３上面部に当接する下面部には、図８（ａ）及び（ｂ）に拡大して示すように、支持本体２１の鉛直部２１ｃと反対側（支持本体２１の開口側）に非通電部としての切欠部２８が形成されている。
【００４１】
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（線接触している状態）にある。
【００４２】
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。
【００４３】
このとき、ろう材は約９５重量％のＺｎ成分と約５重量％のＡｌ成分との共晶組成からなるので、その融点は、図１１に示すように、約３８０℃と極めて低く、通電開始から直ぐに共晶線に達して一斉に溶融する。一方、加圧により、図４（ｂ）に示すように、バルブシート３の第１接合面部３ａと第２接合面部３ｂとの角部がシリンダヘッド本体２の接合面部２ａを塑性流動させながらバルブシート３がシリンダヘッド本体２に埋め込まれていく。このことで、シリンダヘッド本体２の接合面部２ａの酸化被膜が破壊され、溶融したろう材のＺｎ成分がシリンダヘッド本体２側に液相拡散してＡｌ−Ｚｎからなるアルミ側溶融反応層６を形成する（図５（ｂ）参照）。この拡散により、ろう材はＺｎ成分の割合が低下（Ａｌ成分の割合が増加）するので、５００℃程度以上まで高融点化（図１１参照）して凝固すると共に、溶融状態にある未反応のろう材は、図５（ｃ）に示すように、バルブシート３の第１及び第２接合面部３ａ，３ｂとシリンダヘッド本体２の接合面部２ａとの間から上記酸化被膜や汚れと共に加圧により排出される。このため、ろう材層７を介さずに鉄側溶融反応層５及びアルミ側溶融反応層６が直接的に接合され、その両溶融反応層５，６間で拡散がより一層促進される。しかも、両溶融反応層５，６を介することでＦｅ−Ａｌという脆い金属間化合物が生成するのを有効に防止することができる。また、鉄側溶融反応層５及びアルミ側溶融反応層６間の殆ど全ての部分に両溶融反応層５，６同士の合金部が形成される。
【００４４】
したがって、バルブシート３とシリンダヘッド本体２とは、短時間で鉄側溶融反応層５及びアルミ側溶融反応層６を介して液相拡散接合され、ろう材を溶融するための入熱量は最小限で済む。また、超音波メッキによりバルブシート３に、鉄側溶融反応層５の厚さが１μｍ以下となるように鉄側溶融反応層５及びろう材層７を形成しているので、鉄側溶融反応層５においてＦｅ成分の割合が多くなってろう材の組成が共晶組成ないしその近傍組成から大きく外れるのを防止することができると共に、このように共晶組成ないしその近傍組成から外れたろう材が多くなるのを防止することができる。このため、ろう材の組成を共晶組成ないしその近傍組成のまま維持しておくことができる。この結果、少ない入熱量で接合することができるため、バルブシート３の変形やシリンダヘッド本体２の軟化を抑制することができ、酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果を有効に高めることができる。よって、バルブシート３とシリンダヘッド本体２との結合強度を非常に高くすることができる。また、ろう材がシリンダヘッド本体２側に拡散することにより、そのろう材の融点は５００℃程度以上まで高くなっているので、接合後は使用したろう材の融点以上の耐熱性を有することになる。
【００４５】
さらに、バルブシート３の内部に、高電気伝導率のＣｕ系材料が溶浸されているので、焼結材内部の空孔がＣｕ系材料で満たされ、加圧力の一部が上記空孔を潰すのに使われるということはなく、加圧力の全てが直接的にシリンダヘッド本体２の接合面部２ａを塑性流動させかつろう材を排出するのに使用されると共に、通電時にバルブシート３内部の発熱を抑制してろう材を有効に溶融させることができる。
【００４６】
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。
【００４７】
続いて、通電の開始から１．５〜２．５秒経過後に溶接電源２６をＯＦＦして通電を停止すると、バルブシート３はシリンダヘッド本体２の接合面部２ａに完全に埋め込まれた状態となる（図４（ｃ）参照）。このとき、加圧は停止しないでそのまま継続させる。すなわち、アルミ側溶融反応層６が完全に凝固冷却するまで加圧力を保持して、バルブシート３とシリンダヘッド本体２との熱膨張率が異なることによる各接合面部２ａ、３ａ，３ｂでの剥離や割れを防止する。
【００４８】
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。
【００４９】
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。
【００５０】
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。
【００５１】
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、鉄側溶融反応層５及びアルミ側溶融反応層６を介して液相拡散接合するようにしたので、接合強度が高くかつ使用したろう材以上の耐熱性を有するシリンダヘッド１を短時間で得ることができる。また、ろう材を溶融しかつ排出することが可能なように加圧力や電流値を設定するだけで済むので、高い接合強度が得られる条件範囲が広い。しかも、焼ばめによる接合方法よりもバルブシート３を格段に小形化することができるので、２つのポート２ｂ，２ｂの間隔を狭くしたりスロート径を大きくしたりすることができる。さらに、断熱層が生じることはなくてバルブ近傍の熱伝導率を向上させることができ、しかも、ポート２ｂ，２ｂ間に設けた冷却水通路をバルブシート側により近づけることが可能であるので、バルブ近傍の温度を有効に低下させることができる。さらに、グロープラグやインジェクタをポート２ｂ，２ｂ間に配設したとしても、その間の肉厚を十分に確保することができる。よって、エンジンの性能、信頼性及び設計の自由度を向上させることができる。
【００５２】
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。
【００５３】
（基本形態２）
図１２は基本形態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。
【００５４】
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。
【００５５】
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。
【００５６】
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。
【００５７】
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。
【００５８】
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。
【００５９】
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。
【００６０】
（基本形態３）
図１６は基本形態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。
【００６１】
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。
【００６２】
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。
【００６３】
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。
【００６４】
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。
【００６５】
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。
【００６６】
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。
【００６７】
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。
【００６８】
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。
【００６９】
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。
【００７０】
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。
【００７１】
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。
【００７２】
（基本形態４）
図２０は、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。
【００７３】
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。
【００７４】
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。
【００７５】
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。
【００７６】
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。
【００７７】
また、上記基本形態１〜４では、シリンダヘッド本体２の接合面部２ａを、接合前に４５°（約０．７９ｒａｄ）のテーパ形状としたが、このテーパをなくすようにしてもよい。この場合、図２１（ａ）に示すように、予めバルブシート３を上側電極２４に保持させておく。すなわち、上側電極２４の下部に、下方に向かって外径が僅かに小さくなる突出部３３を形成しておき、この突出部３３の外周面にバルブシート３の内周面を若干の締り嵌め状態で嵌合させておく。次いで、上記基本形態１〜４と同様に、上側電極２４を下側に移動させてバルブシート３及びシリンダヘッド本体２間の通電及び加圧により両者を接合する（図２１（ｂ）参照）。このとき、バルブシート３の第１接合面部３ａと第２接合面部３ｂとによりシリンダヘッド本体２を塑性流動させながらバルブシート３がシリンダヘッド本体２に埋め込まれていく。こうして接合が完了すると、図２１（ｃ）に示すように、バルブシート３がシリンダヘッド本体２に完全に埋め込まれた状態となり、シリンダヘッド本体２には接合面部２ａが形成されることになる。そして、上側電極２４を上昇させると、その突出部３３はバルブシート３の内周面から容易に外れる。このようにシリンダヘッド本体２に予めテーパ状の接合面部２ａを形成しなくても、シリンダヘッド本体２とバルブシート３との接合状態は、上記基本形態１〜４と殆ど同じとなる。また、バルブシート３を予め上側電極２４の突出部３３に保持しておくことで、バルブシート３のシリンダヘッド本体２に対する位置決めを正確に行うことができ、しかも、シリンダヘッド本体２に対する機械加工を省略することができるので、シリンダヘッド本体２のテーパ状の接合面部２ａ上にバルブシート３を供給しかつ位置決めして接合する場合よりも生産性を向上させることができる。
【００７８】
さらに、上記基本形態１〜４では、ろう材をＺｎが９５重量％のＺｎ−Ａｌ共晶合金（共晶組成）としたが、共晶組成ないしその近傍組成（例えばＺｎが９２〜９８重量％）からなるＺｎ−Ａｌ系合金であってもよく、この場合、Ｚｎの割合が９２〜９８重量％であればろう材の融点を４００℃以下にすることができ、バルブシート３の変形又はシリンダヘッド本体２の溶融若しくは軟化を確実に防止することができ、バルブシート３及びシリンダヘッド本体２の接合強度を有効に向上させることができる。
【００７９】
（基本形態５）
図２２は、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。
【００８０】
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。
【００８１】
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。
【００８２】
（基本形態６）
図２３は、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。
【００８３】
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、ライナレスシリンダブロックへの適用も可能となる。
【００８４】
（実施形態）
ここで、本発明の実施形態について図２４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。
【００８５】
この実施形態では、第１に、バルブシート３の形状が上記基本形態と異なる。すなわち、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が形成され、このことで、バルブシート３の接合面部は、バルブシート３の押圧方向に対して傾斜しかつ２つ以上の角部を有するように該傾斜方向に連続的に繋げられた３つの傾斜面（第１〜第３接合面部３ａ，３ｂ，３ｆ）で構成されていることになる。そして、バルブシート３の押圧方向（上下方向）に対する傾斜角が最も小さい（最も上側に位置する）第１接合面部３ａの傾斜角（図３のθ１に相当）は上記基本形態１と同じ３０°（約０．５２ｒａｄ）に設定され、バルブシート３の押圧方向に対する傾斜角が最も大きい（最も下側に位置する）第２接合面部３ｂの傾斜角（９０°−θ２（図３参照）に相当）は上記基本形態１と同じ７０°（約１．２２ｒａｄ）に設定され、第３接合面部３ｆの傾斜角は４５°に設定されている。尚、第１接合面部３ａの傾斜角（θ１）は３０〜４０°（約０．５２〜０．７０ｒａｄ）に、また第２接合面部３ｂの傾斜角（９０°−θ２）は６０〜７０°（約１．０５〜１．２２ｒａｄ）にそれぞれ設定してもよい。つまり、第１接合面部３ａの傾斜角は、３０°（約０．５２ｒａｄ）よりも小さいと、酸化皮膜の破壊効果が低下する一方、４０°（約０．７０ｒａｄ）よりも大きいと、シリンダヘッド本体２の接合面部２ａを塑性流動させてバルブシート３をシリンダヘッド本体２に埋め込むのが困難になると共に、バルブシート３の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、３０〜４０°（約０．５２〜０．７０ｒａｄ）に設定している。また、第２接合面部３ｂの傾斜角は、６０°（約１．０５ｒａｄ）よりも小さいと、第１接合面部３ａの傾斜角を上記範囲に設定することが困難になる反面、７０°（約１．２２ｒａｄ）よりも大きいと、バルブシート３をリンダヘッド本体２に埋め込み難くなるので、６０〜７０°（約１．０５〜１．２２ｒａｄ）に設定している。尚、上記バルブシートの第１〜第３接合面部３ａ，３ｂ，３ｆは、バルブシート３の表面部にろう材をコーティングする前に形成しておく（焼結後に切削してもよく、焼結時に形成してもよい）。
【００８６】
第２に上記基本形態と異なる点は、バルブシート３の材料である。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。
【００８７】
第３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、４５°（約０．７９ｒａｄ）ではなく、バルブシート３の第２接合面部３ｂのテーパ角θ１と同じ２０°（約０．３５ｒａｄ）に設定されている。すなわち、上記基本形態１〜４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。
【００８８】
第４に、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の側周面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。
【００８９】
したがって、上記実施形態では、バルブシート３の接合面部が、バルブシート３の押圧方向に対して傾斜しかつ２つの角部を有するように該傾斜方向に連続的に繋げられた３つの傾斜面（第１〜第３接合面部３ａ，３ｂ，３ｆ）で構成されているので、バルブシート３を押圧してシリンダヘッド本体２を塑性流動させるときに、そのシリンダヘッド本体２の材料が各接合面部３ａ，３ｂ，３ｆから剥離せずに各接合面部３ａ，３ｂ，３ｆに沿って流動する。このため、バルブシート３及びシリンダヘッド本体２間のどの部分においても酸化被膜の破壊やろう材の排出が確実になされ、接合強度を向上させることができる。
【００９０】
また、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。
【００９１】
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，３ｆ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〜第３接合面部３ａ，３ｂ，３ｆ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可能性がある。しかし、この実施形態では、予めバルブシート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，３ｆ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〜第３接合面部３ａ，３ｂ，３ｆ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。
【００９２】
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。また、バルブシート３の過熱を抑えてその第１〜第３接合面部３ａ，３ｂ，３ｆの変形を防止することができ、接合強度を向上させることができる。
【００９３】
尚、上記実施形態では、バルブシート３の接合面部を３つの傾斜面（第１〜第３接合面部３ａ，３ｂ，３ｆ）で構成したが、３つ以上の角部を有するように４つ以上の傾斜面で構成するようにしてもよい。
【００９４】
また、上記実施形態では、焼結前の粉末原料にＣｕを分散させるようにしたが、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。
【００９５】
さらに、上記実施形態では、予めバルブシート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とを面接触させた状態で通電及び加圧を行うようにしたが、バルブシート３の第１接合面部３ａ又は第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い。また、上記基本形態のように線接触させるようにしてもよく、上記基本形態４の終わりの部分で尚書きとして記載したように、シリンダヘッド本体２の接合面部２ａにおいて接合前におけるテーパをなくすようにしてもよい（この場合は線接触となる）。
【００９６】
【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。
【００９７】
先ず、第２の金属部材として、図２５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。
【００９８】
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）。
【００９９】
【表１】

【０１００】
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２６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２７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。
【０１０１】
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。
【０１０２】
【表２】

【０１０３】
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。
【０１０４】
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。
【０１０５】
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。
【０１０６】
また、比較のために、厚肉形状でかつθ１＝３０°（０．５２ｒａｄ）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）。
【０１０７】
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２８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。
【０１０８】
上記抜き荷重測定試験の結果を図２９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。
【０１０９】
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。
【０１１０】
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。
【０１１１】
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。
【０１１２】
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。
【０１１３】
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３１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４５°（約０．７９ｒａｄ）傾いた方向に沿って所定の距離ごとに行った。
【０１１４】
上記抜き荷重測定試験の結果を図３０に、また硬さ測定試験の結果を図３１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。
【０１１５】
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。
【０１１６】
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４５°（約０．７９ｒａｄ）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。
【０１１７】
上記接合前及び接合後の硬さ測定試験の結果を図３２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。
【０１１８】
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３３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。
【０１１９】
さらに、抜き荷重測定結果を図３４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。
【０１２０】
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３５参照）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３６参照）。
【０１２１】
上記埋め込み量測定試験の結果を図３６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。
【０１２２】
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４５°（約０．７９ｒａｄ）傾いた方向に沿った所定距離ごとの硬さを測定した。
【０１２３】
この結果を図３７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。
【０１２４】
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、表３に示すように、シート材料、シート形状、上側電極及び試験片を異ならせて７種類の接合金属部材を作製した（実施例１〜３及び比較例１〜４）。この表３において、シート材料Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄは、表４に示すような成分のものをそれぞれ使用した。このシート材料Ａは、Ｃｕが全体に略均一に分散されたＦｅ系粉末原料を焼結したものであり、シート材料Ｂ，Ｃ，Ｄは、上記基本例と同様に、焼結材にＣｕ系材料を溶浸したものである（表４のＣｕの割合は溶浸後の値）。
【０１２５】
【表３】

【０１２６】
上記シート形状は、実施例１〜３では、図３８のようにした。つまり、第１接合面部と第２接合面部との間に第３接合面部を有する形状とし、上記実施形態と同様に、バルブシートの接合面部を２つの角部を有するように３つの傾斜面で構成している。一方、比較例１〜４では、図３９のように、第１接合面部及び第２接合面部のみを有する形状としている（上記基本形態１〜４と同じように１つの角部のみを有している）。尚、これらのバルブシートの外周部には、上記基本形態１〜４及び実施形態と異なって、本来設けるべきではない鉛直方向に沿った鉛直面を設けているが、この鉛直面までバルブシートを後述の試験片７１に埋め込んではいないので、この鉛直面の影響は無視することができる。
【０１２７】
また、表３における上側電極の欄において「従来電極」とは、図４１（ａ）に示すように、上側電極７５の電極本体７６上部に冷却水の流入口７８と流出口７９とを設けていて、電極本体７６の下端部に取り付けた電極チップ７７内に設けた冷却通路が袋小路状となっているものをいい、「改善電極」とは、図４１（ｂ）に示すように、電極本体７６上部に冷却水の流入口７８を設けると共に、電極チップ７７の側周面に冷却水の流出口７９を設けたもの（上記実施形態と同様）をいう。
【０１２８】
そして、表３において試験片面取りの欄が有りの場合には、バルブシートを図４０に示す試験片７１に接合したことを示している。この試験片７１は、上記試験片６１と同じ材料からなっていて、貫通孔７１ａの上部に面取り部７１ｂを有している。この面取り部７１ｂの鉛直方向に対する傾斜角は７０°（約１．２２ｒａｄ）であり、このことで、バルブシートの第２接合面部を試験片７１に予め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。一方、試験片面取りの欄が無しの場合には、試験片７１の上部に面取り部７１ｂがない状態でバルブシートを接合したことを示している。
【０１２９】
上記各バルブシートは、２９４２０Ｎ（３０００ｋｇｆ）の加圧力でパルス通電により接合した。このとき、パルス通電の大電流値は５５ｋＡ（但し、試験片面取り無しのときは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３パルスとした。
【０１３０】
ここで、上記シート材料Ａ，Ｂ，Ｃ，Ｄについての熱伝導率及び密度を測定した。この結果を表４に示す。このことより、シート材料Ａのものはシート材料Ｂ，Ｃ，Ｄ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、空孔の断熱作用によりシート材料Ｂ，Ｃ，Ｄの溶浸材に比べると小さくなっていることが判る。
【０１３１】
【表４】

【０１３２】
続いて、上記実施例１〜３及び比較例１〜４のバルブシートの抜き荷重を測定した。この抜き荷重測定試験の結果を図４２に示す。この結果、実施例１と比較例１とを比較することにより、バルブシートの接合面部を３つの傾斜面で構成した方が接合強度が向上していることが判る。これは、比較例１では、図４４に示すように、試験片７１の材料の流動が上側ほど第１接合面部から大きく剥離しているのに対し、実施例１では、図４３に示すように、試験片７１の材料の流れが各接合面部から剥離していないことから、酸化皮膜破壊とろう材の排出が十分になされたためと推定することができる。尚、図４３及び図４４の各顕微鏡写真の倍率は共に約２０倍である。
【０１３３】
また、実施例１と実施例２とを比較することにより、改善電極にすることで接合強度が向上することが判る。これは、改善電極により上側電極２４が確実に冷却され、このため、バルブシート３の過熱が抑えられてその接合面部が変形せず、酸化皮膜破壊とろう材の排出がより一層良好に行われたからである。
【０１３４】
さらに、実施例３のように試験片７１の面取り部７１ｂをなくすと、接合強度は比較例２〜４の溶浸材と同等以上になることが判る。この場合、面接触ではなく線接触となるためバルブシートの接合面部が少し変形するものの、加圧後直ぐに面接触となると共に、塑性流動が大きくなされるので、酸化皮膜破壊及びろう材排出が略完全になされると推定することができる。尚、この実施例３の抜き荷重測定試験後における顕微鏡写真（倍率約１０倍）を図４５に示す。このことより、試験片７１が破壊されており、接合部での強度が高いことが判る。
【０１３５】
次に、図４６に示すように、第１及び第２接合面部間に円弧状の凸面を形成したバルブシートを作製し、このバルブシートを試験片７１に面取りが無い状態で接合した。このときのバルブシートの材料は上記シート材料Ａとし、上側電極は従来電極とした。この接合後の顕微鏡写真（倍率約１０倍）を図４７に示す。このことより、凸面が完全に変形していることが判る。また、試験片７１の接合部が白くなっているのは、熱影響を受けてシリコンが消失したためと考えられる。したがって、円弧状の凸面を設けても、酸化皮膜の破壊効果は不十分であって、接合強度の向上は困難であることが判る。
【０１３６】
最後に、上記基本例の厚肉形状と同じバルブシート（銅溶浸したもの）に鉄側溶融反応層及びろう材層を形成する際に溶融メッキで行う場合と超音波メッキで行う場合とで抜き荷重にどのような差が生じるかを調べた。このとき、溶融メッキ及び超音波メッキを施した各バルブシートを、それぞれ２９４２０Ｎ（３０００ｋｇｆ）の加圧力でパルス通電により上記試験片６１に接合した。このパルス通電の大電流値は７０ｋＡとし、小電流値は０とした。また、大電流値パルスの通電時間、小電流値パルスの通電時間及び大電流値パルス数を、それぞれ０．５秒、０．１秒及び３パルスとした。
【０１３７】
この抜き荷重測定結果を図４８に示す。尚、参考のために固相拡散接合した場合の抜き荷重も併せて示す。この結果、超音波メッキの場合の方が溶融メッキの場合よりも接合強度が向上することが判る。但し、溶融メッキの場合でも固相拡散接合の場合よりも接合強度は向上している。
【０１３８】
そして、表５に、溶融メッキを施した直後におけるバルブシートの鉄側溶融反応層及びろう材層の化学成分と、超音波メッキを施した直後におけるバルブシートのろう材層の化学成分とを測定した結果を示す（数値は重量％）。尚、超音波メッキの場合は上述の如く鉄側溶融反応層が極めて薄いため、化学成分の測定は不可能であった。但し、線分析の結果では、鉄側溶融反応層が存在することが認められる。
【０１３９】
【表５】

【０１４０】
このことより、溶融メッキの場合には、超音波メッキの場合よりも鉄側溶融反応層がかなり厚くなると共に、鉄側溶融反応層におけるＺｎ成分の割合が少なくなって（Ｆｅ成分及びＡｌ成分の割合は多くなる）、ろう材の組成が共晶組成から大きく外れることも判る。したがって、溶融メッキの場合、ろう材層は共晶組成を維持しているものの、鉄側溶融反応層に非共晶組成のろう材が多く存在するため、ろう材を溶融させるための入熱量が多くなって試験片６１が軟化し、このことで酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果が不十分となって、上記測定結果のように接合強度が超音波メッキの場合よりも小さくなったと考えられる。このことより、ろう材として最初から共晶組成から大きく外れた組成のものを使用すると、ろう材層も共晶組成から大きく外れた組成となって、酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果が大幅に低下すると推定することができる。一方、超音波メッキの場合には、ろう材の組成を共晶組成ないしその近傍組成に維持して、酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果が確実に得られ、両金属部材の接合強度をより一層向上させることができる。
【０１４１】
【発明の効果】
以上説明したように、請求項１の発明では、第１の金属部材と第２の金属部材とを、該両金属部材間の加熱及び加圧により第１の金属部材を第２の金属部材側に押圧移動させることで第２の金属部材を塑性流動させながら接合する接合方法として、両金属部材の接合前に予め第１の金属部材の接合面部を、第１の金属部材の押圧方向に対して傾斜しかつ２つ以上の角部を有するように該傾斜方向に連続的に繋げられた３つ以上の傾斜面で構成しておく工程と、上記第１の金属部材における傾斜面で構成した接合面部に、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ないしその近傍組成からなるろう材と第１の金属部材との拡散層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、該両金属部材間の通電に伴う発熱による上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、ろう材における第２の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するようにろう材及び第２の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散接合を行うことで、該両拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成する工程とを含み、上記ろう材層を形成する工程を、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、上記ろう材と第１の金属部材との拡散層における厚さが１μｍ以下となるように第１の金属部材に上記ろう材層及び該拡散層を形成する工程としたことにより、複数の角部により第２の金属部材における材料の流れが各傾斜面から剥離するのを防止することができ、簡単な方法で両金属部材の接合強度を向上させることができる。また、第２の金属部材表面部における酸化被膜の破壊効果やろう材の排出効果が確実に得られ、接合強度のより高い接合金属部材が得られる。
【０１４２】
請求項２の発明によると、傾斜面を３つにしたことにより、低コストで第２の金属部材における材料の流れが各傾斜面から剥離するのを有効に防止することができる。
【０１４３】
請求項３の発明によると、第１の金属部材の押圧方向に対する傾斜角が最も小さい傾斜面の傾斜角を３０〜４０°に設定し、第１の金属部材の押圧方向に対する傾斜角が最も大きい傾斜面の傾斜角を６０〜７０°に設定したことにより、酸化被膜の破壊により接合強度を向上させるための最良の形態が得られる。
【０１４４】
請求項４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として、材料の組合せの最適化を図ることができる。
【０１４５】
請求項５の発明によると、ろう材をＺｎが９２〜９８重量％のＺｎ−Ａｌ系合金としたことにより、Ｆｅ系金属部材とＡｌ系金属部材とを接合する場合に、融点が低くて取り扱いの簡単なろう材の具体的材料が容易に得られる。
【０１４６】
請求項６の発明によると、第１の金属部材を、高電気伝導率元素であるＣｕ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、第１の金属部材を所定の形状に簡単に製造することができる。また、接合を良好に行いつつ、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と共に、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。さらに、低コストで第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。
【図面の簡単な説明】
【図１】 基本形態１に係る接合金属部材としてのエンジンのシリンダヘッドの要部を示す断面図である。
【図２】 バルブシート及びシリンダヘッド本体の接合状態を模式的に示す断面図である。
【図３】 バルブシートの接合前の形状を示す断面図である。
【図４】 バルブシートのシリンダヘッド本体への接合手順を示す説明図である。
【図５】 バルブシート及びシリンダヘッド本体の接合過程を模式的に示す説明図である。
【図６】 ろう材浴中のバルブシートの表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングしている状態を示す説明図である。
【図７】 接合装置を示す側面図である。
【図８】 （ａ）は図７のVIII方向矢示図であり、（ｂ）は上側電極の下面図である。
【図９】 加圧及び通電の制御方法を示すタイミングチャートである。
【図１０】 加圧制御方法の他の例を示す図９相当図である。
【図１１】 Ａｌ−Ｚｎ合金の状態図である。
【図１２】 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】 シリンダヘッド本体の接合前の形状を基本形態１〜４と異ならせた変形例を示す図４相当図である。
【図２２】 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２３】 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２４】 本発明の実施形態においてバルブシートとシリンダヘッド本体とを接合している状態を示す要部断面図である。
【図２５】 基本例及び従来例の接合に用いた試験片を示す断面図である。
【図２６】 薄肉形状のバルブシートを示す断面図である。
【図２７】 厚肉形状のバルブシートを示す断面図である。
【図２８】 抜き荷重測定試験の要領を示す概略断面図である。
【図２９】 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３０】 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３１】 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３２】 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３３】 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３４】 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３５】 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３６】 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３７】 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３８】 実施例１〜３のシート形状を示す断面図である。
【図３９】 比較例１〜４のシート形状を示す断面図である。
【図４０】 実施例１，２及び比較例１〜４の接合に用いた試験片の要部断面図である。
【図４１】 （ａ）は従来電極を示し、（ｂ）は改善電極を示す。
【図４２】 実施例及び比較例のバルブシートにおいて抜き荷重測定試験の結果を示すグラフである。
【図４３】 実施例１におけ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４４】 比較例１におけ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４５】 実施例３の抜き荷重測定試験後の状態を示す顕微鏡写真である。
【図４６】 第１及び第２接合面部間に円弧状の凸面を有するバルブシートを示す断面図である。
【図４７】 図４６の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４８】 バルブシートに鉄側溶融反応層及びろう材層を形成する際に溶融メッキで行う場合と超音波メッキで行う場合との抜き荷重測定の結果を示すグラフである。
【符号の説明】
１ シリンダヘッド（接合金属部材）
２ シリンダヘッド本体（第２の金属部材）
２ａ 接合面部
２ｂ ポート
３ バルブシート（第１の金属部材）
３ａ 第１接合面部（傾斜面）
３ｂ 第２接合面部（傾斜面）
３ｆ 第３接合面部（傾斜面）
５ 鉄側溶融反応層（ろう材とバルブシートとの拡散層）
６ アルミ側溶融反応層（ろう材とシリンダヘッド本体との拡散層）
７ ろう材層
１４ ろう材浴

Claims (6)

1. 第１の金属部材と第２の金属部材とを、該両金属部材間の加熱及び加圧により第１の金属部材を第２の金属部材側に押圧移動させることで第２の金属部材を塑性流動させながら接合する接合方法であって、
   上記両金属部材の接合前に予め第１の金属部材の接合面部を、第１の金属部材の押圧方向に対して傾斜しかつ２つ以上の角部を有するように該傾斜方向に連続的に繋げられた３つ以上の傾斜面で構成しておく工程と、
   上記第１の金属部材における傾斜面で構成した接合面部に、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ないしその近傍組成からなるろう材と第１の金属部材との拡散層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、該両金属部材間の通電に伴う発熱による上記ろう材の融点以上の温度への加熱及び加圧により、ろう材における第２の金属部材成分の割合が多くなることでろう材が高融点化するようにろう材及び第２の金属部材の拡散層を形成しかつ溶融したろう材を両金属部材の接合面部間から排出しながら、上記両拡散層を介した液相拡散接合を行うことで、該両拡散層間の少なくとも一部に、該両拡散層同士の合金部を形成する工程とを含み、
   上記ろう材層を形成する工程は、ろう材浴中の第１の金属部材の表面部に超音波振動の付与によりろう材をコーティングすることで、上記ろう材と第１の金属部材との拡散層における厚さが１μｍ以下となるように第１の金属部材に上記ろう材層及び該拡散層を形成する工程であることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
2. 請求項１記載の接合金属部材の接合方法において、
   傾斜面は３つであることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
3. 請求項２記載の接合金属部材の接合方法において、
   第１の金属部材の押圧方向に対する傾斜角が最も小さい傾斜面の傾斜角を、３０〜４０°に設定し、
   第１の金属部材の押圧方向に対する傾斜角が最も大きい傾斜面の傾斜角を、６０〜７０°に設定することを特徴とする接合金属部材の接合方法。
4. 請求項１記載の接合金属部材の接合方法において、
   第１の金属部材は、Ｆｅ系材料からなり、
   第２の金属部材は、Ａｌ系材料からなり、
   ろう材は、Ｚｎ系材料からなることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
5. 請求項４記載の接合金属部材の接合方法において、
   ろう材は、Ｚｎが９２〜９８重量％のＺｎ−Ａｌ系合金からなることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
6. 請求項１〜５のいずれか１つに記載の接合金属部材の接合方法において、
   第１の金属部材は、高電気伝導率元素であるＣｕ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接合金属部材の接合方法。

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