(57)【特許請求の範囲】
【請求項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、
上記第１の金属部材を、高電気伝導率元素が分散された粉末原料を焼結してなる焼結材とするとともに、該第１の金属部材において第２の金属部材と反対側部分の電気伝導率を第２の金属部材側部分よりも高くすることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
【請求項２】
請求項１記載の接合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接合金属部材の接合方法。
【請求項３】
請求項１又は２記載の接合金属部材の接合方法において、
予め第１の金属部材と第２の金属部材とを面接触させた状態で通電及び加圧を行うことを特徴とする接合金属部材の接合方法。
【請求項４】
請求項１〜３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、
予め第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、
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上記ろう材の融点以上の温度への発熱及び加圧により、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、上記両拡散層を介した液相拡散状態で接合することを特徴とする接合金属部材の接合方法。
【請求項５】
請求項４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。
【請求項６】
請求項４又は５記載の接合金属部材の接合方法において、
ろう材は、Ｚｎ−Ａｌ共晶合金からなることを特徴とする接合金属部材の接合方法。
【請求項７】
請求項４〜６のいずれか１つに記載の接合金属部材の接合方法において、
ろう材浴中の第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上記ろう材と第１の金属部材との拡散層を形成することを特徴とする接合金属部材の接合方法。
【請求項８】
請求項１〜７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の金属部材及び第２の金属部材の接合は、第２の金属部材の接合面部を塑性流動させて行うことを特徴とする接合金属部材の接合方法。
【請求項９】
第１の金属部材と第２の金属部材とが、該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合されてなる接合金属部材であって、
上記第１の金属部材は、高電気伝導率元素が分散された粉末原料を焼結してなる焼結材であり、
上記第１の金属部材において第２の金属部材と反対側部分の電気伝導率が第２の金属部材側部分よりも大きいことを特徴とする接合金属部材。
【請求項１０】
請求項９記載の接合金属部材において、
高電気伝導率元素は銅であることを特徴とする接合金属部材。
【請求項１１】
請求項９又は１０記載の接合金属部材において、
第１の金属部材と第２の金属部材とは、該第１の金属部材の接合面部に形成された上記両金属部材よりも融点が低くかつ第２の金属部材との共晶組成からなるろう材と第１の金属部材との拡散層と、該第２の金属部材の接合面部に上記ろう材の溶融拡散により形成されたろう材と第２の金属部材との拡散層とを介した状態で液相拡散接合されていることを特徴とする接合金属部材。
【請求項１２】
請求項１１記載の接合金属部材において、
第１の金属部材は、Ｆｅ系材料からなり、
第２の金属部材は、Ａｌ系材料からなり、
ろう材は、Ｚｎ系材料からなることを特徴とする接合金属部材。
【請求項１３】
請求項１１又は１２記載の接合金属部材において、
ろう材は、Ｚｎ−Ａｌ共晶合金からなることを特徴とする接合金属部材。
【発明の詳細な説明】
【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、該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合されてなる接合金属部材及びその部材の接合方法に関する技術分野に属する。
【０００２】
【従来の技術】
従来より、例えばエンジンのシリンダヘッドにおいてバルブシートをシリンダヘッド本体の吸気及び排気用ポートの開口周縁部に接合する場合のように、金属部材同士を接合する方法としては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、金属部材同士を該両金属材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合しようとする場合、その一方の金属部材がバルブシートのように焼結材であると、上記提案例（特開平６−５８１１６号公報）のように、その焼結材内部の空孔にＣｕ等の電気伝導率が高い金属を溶浸させるようにすることが望ましい。このことにより、焼結材内部の抵抗値を溶浸した金属により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を良好に行わせることができる。
【０００７】
しかし、焼結材内部に金属を溶浸させるようにすると、そのための工程が増えてコストアップを招く。また、通常、溶浸した金属により熱伝導率も向上するため、高温下で使用するバルブシート等の場合は、その使用時に接合による効果との重畳により熱引けが良くなり過ぎて酸化被膜が形成され難くなり、却って耐摩耗性が悪くなることがある。
【０００８】
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、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、上記第１の金属の焼結材料を見直すことによって、通電時の内部発熱量を小さく抑えて接合を良好に行いつつ、溶浸工程を不要にして製造コストを低減し、しかも、バルブシート等の場合には熱伝導率の上昇を抑制してその耐摩耗性を向上させようとすることにある。
【０００９】
【課題を解決するための手段】
上記の目的を達成するために、この発明では、第１の金属部材を、Ｃｕ等の高電気伝導率元素が分散された粉末原料を焼結してなる焼結材とするとともに、該第１の金属部材において第２の金属部材と反対側部分の電気伝導率を第２の金属部材側部分よりも高くするようにした。
【００１０】
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。
【００１１】
そして、第１の金属部材を、高電気伝導率元素が分散された粉末原料を焼結してなる焼結材とするとともに、該第１の金属部材において第２の金属部材と反対側部分の電気伝導率を第２の金属部材側部分よりも高くする。
【００１２】
このことにより、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、空孔を有していても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、焼結後にＣｕ等を溶浸させなくても済む。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の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、製造コストを低減させることができると共に、接合金属部材を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。
【００１３】
さらに、第１の金属部材において第２の金属部材と反対側部分の電気伝導率を第２の金属部材側部分よりも高くすることで、第１の金属部材内部の発熱量を小さく抑えつつ、接合面部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、第１の金属部材の接合面部近傍を強度の高い材料とすることもでき、接合時に接合面部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。一方、第１の金属部材において第２の金属部材側部分とその反対側部分とで電気伝導率を互いに異ならせることは容易である。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。よって、簡単な方法で接合性を向上させることができる。尚、第１の金属部材がバルブシート等の場合は、第１の金属部材において第２の金属部材と反対側部分を、接合後の後加工により切削される部分に設定しておけば、使用時における性能、特性等に制約されることなく上記反対側部分の材料等を設定し得る。
【００１４】
請求項２の発明では、請求項１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。こうすることで、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。
【００１５】
請求項３の発明では、請求項１又は２の発明において、予め第１の金属部材と第２の金属部材とを面接触させた状態で通電及び加圧を行うようにする。
【００１６】
この発明により、溶浸材よりも熱伝導率が小さいことに起因する第１の金属部材の接合時の過熱を有効に防止することができる。すなわち、予め点接触や線接触させた状態で通電及び加熱を行うと、通電初期における接合面部での発熱量がかなり大きくなるので、第１の金属部材はその熱伝導率が小さいために過熱され易くなる。しかも、空孔の存在により強度も比較的小さいので、第１の金属部材の接合面部が変形し易くなる。しかし、この発明では、面接触により接合面部での発熱量が適切な値となり、熱伝導率が小さくても第１の金属部材の過熱を抑えることができる。よって、接合面部の変形を防止して加圧力を接合面部間に確実に伝えることができ、接合をより一層良好に行わせることができる。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。
【００１７】
請求項４の発明では、請求項１〜３のいずれか１つの発明において、予め第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、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上記ろう材の融点以上の温度への発熱及び加圧により、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、上記両拡散層を介した液相拡散状態で接合するようにする。
【００１８】
このことにより、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、内部発熱を出来る限り抑えてろう材を有効にかつ確実に溶かす必要がある。しかし、この発明では、溶浸材を使用しなくても接合面部での発熱量を適切な値に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。
【００１９】
請求項５の発明では、請求項４の発明において、第１の金属部材は、Ｆｅ系材料からなり、第２の金属部材は、Ａｌ系材料からなり、ろう材は、Ｚｎ系材料からなるものとする。
【００２０】
この発明により、Ｚｎ系のろう材は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４の発明における接合方法に最適な材料の組合せが得られる。
【００２１】
請求項６の発明では、請求項４又は５の発明において、ろう材は、Ｚｎ−Ａｌ共晶合金からなるものとする。
【００２２】
このことで、ろう材の融点は、Ｚｎ成分及びＡｌ成分の重量比をそれぞれ９５％及び５％の共晶組成とすることにより極めて低くすることができる。そして、特に請求項５の発明では、Ｚｎ成分が第１の金属部材側及び第２の金属部材側に拡散することによりろう材のＺｎ成分の割合が低下するので、接合後のろう材の融点は高くなる。また、第１の金属部材との拡散層におけるＦｅ−Ｚｎ及び第２の金属部材との拡散層におけるＡｌ−Ｚｎの融点も接合前のろう材の融点よりも高いので、接合金属部材の耐熱性は使用したろう材よりも確実に向上する。さらに、共晶組成とすることにより、(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。よって、融点が低くて取り扱いの簡単なろう材の具体的材料が容易に得られる。
【００２３】
請求項７発明では、請求項４〜６のいずれか１つの発明において、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上記ろう材と第１の金属部材との拡散層を形成するようにする。
【００２４】
このことにより、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、接合強度のより高い接合金属部材が得られる。
【００２５】
請求項８の発明では、請求項１〜７のいずれか１つの発明において、第１の金属部材及び第２の金属部材の接合は、第２の金属部材の接合面部を塑性流動させて行うようにする。
【００２６】
こうすることで、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。特に請求項４〜７の発明では、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、接合金属部材の接合強度のさらなる向上化を図ることができる。
【００２７】
請求項９の発明は、第１の金属部材と第２の金属部材とが、該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合されてなる接合金属部材の発明である。
【００２８】
そして、この発明では、上記第１の金属部材は、高電気伝導率元素が分散された粉末原料を焼結してなる焼結材であり、上記第１の金属部材において第２の金属部材と反対側部分の電気伝導率が第２の金属部材側部分よりも大きいものとする。このことで、請求項１の発明と同様の作用効果を得ることができる。
【００２９】
請求項１０の発明では、請求項９の発明において、高電気伝導率元素は銅であるものとする。こうすることで、請求項２の発明と同様の作用効果が得られる。
【００３０】
請求項１１の発明では、請求項９又は１０の発明において、第１の金属部材と第２の金属部材とは、該第１の金属部材の接合面部に形成された上記両金属部材よりも融点が低くかつ第２の金属部材との共晶組成からなるろう材と第１の金属部材との拡散層と、該第２の金属部材の接合面部に上記ろう材の溶融拡散により形成されたろう材と第２の金属部材との拡散層とを介した状態で液相拡散接合されているものとする。この発明により、請求項４の発明と同様の作用効果を得ることができる。
【００３１】
請求項１２の発明では、請求項１１の発明において、第１の金属部材は、Ｆｅ系材料からなり、第２の金属部材は、Ａｌ系材料からなり、ろう材は、Ｚｎ系材料からなるものとする。このことにより、請求項５の発明と同様に、請求項１１の発明の接合金属部材として最適な材料の組合せが得られる。
【００３２】
請求項１３の発明では、請求項１１又は１２の発明において、ろう材は、Ｚｎ−Ａｌ共晶合金からなるものとする。このようにすることで、請求項６の発明と同様の作用効果が得られる。
【００３３】
【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、本発明の実施形態と主要部以外の構成が類似した参考形態をその基本形態と異なる点を中心に説明し、その後に、本発明の実施形態についてその参考形態と異なる点を説明する。
【００３４】
（基本形態１）
図１は、本発明の基本形態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。
【００３５】
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。
【００３６】
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。
【００３７】
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。
【００３８】
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。
【００３９】
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）。
【００４０】
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。
【００４１】
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。
【００４２】
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。
【００４３】
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。
【００４４】
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。
【００４５】
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。
【００４６】
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。
【００４７】
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。
【００４８】
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）。
【００４９】
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。
【００５０】
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。
【００５１】
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。
【００５２】
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。
【００５３】
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。
【００５４】
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。
【００５５】
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。
【００５６】
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。
【００５７】
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。
【００５８】
（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。
【００５９】
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。
【００６０】
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。
【００６１】
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。
【００６２】
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。
【００６３】
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。
【００６４】
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。
【００６５】
（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。
【００６６】
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。
【００６７】
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。
【００６８】
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。
【００６９】
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。
【００７０】
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。
【００７１】
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。
【００７２】
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。
【００７３】
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。
【００７４】
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。
【００７５】
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。
【００７６】
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。
【００７７】
（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。
【００７８】
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。
【００７９】
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。
【００８０】
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。
【００８１】
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。
【００８２】
（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。
【００８３】
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。
【００８４】
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。
【００８５】
（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。
【００８６】
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。
【００８７】
（参考形態）
ここで、本発明の実施形態と主要部以外の構成が類似した参考形態について図２３により説明する。尚、この参考形態では、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。
【００８８】
この参考形態では、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。
【００８９】
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。
【００９０】
第３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。
【００９１】
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。
【００９２】
したがって、上記参考形態では、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。
【００９３】
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、この参考形態では、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。
【００９４】
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。
【００９５】
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。
【００９６】
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。
【００９７】
尚、上記参考形態では、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）。
【００９８】
さらに、上記参考形態では、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。
【００９９】
また、上記参考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。
【０１００】
そして、上記参考形態では、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、上記参考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。
【０１０１】
（実施形態）
次に、本発明の実施形態について上記参考形態と異なる点を説明する。
【０１０２】
上記参考形態では、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、本実施形態では、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する。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。
【０１０３】
次に、具体的に実施したものについて説明する。最初に上記基本形態に対応する基本例から説明し、その後に上記参考形態に対応する参考例について説明する。
【０１０４】
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。
【０１０５】
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）。
【０１０６】
【表１】
0003752830.tif 000002
【０１０７】
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。
【０１０８】
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。
【０１０９】
【表２】
0003752830.tif 000003
【０１１０】
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。
【０１１１】
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。
【０１１２】
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。
【０１１３】
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）。
【０１１４】
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。
【０１１５】
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。
【０１１６】
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。
【０１１７】
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。
【０１１８】
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。
【０１１９】
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。
【０１２０】
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。
【０１２１】
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。
【０１２２】
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。
【０１２３】
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。
【０１２４】
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。
【０１２５】
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。
【０１２６】
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。
【０１２７】
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。
【０１２８】
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。
【０１２９】
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）。
【０１３０】
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。
【０１３１】
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。
【０１３２】
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。
【０１３３】
次に、上記参考形態に対応する参考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（参考例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。これら参考例１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、参考例１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。
【０１３４】
【表３】
0003752830.tif 000004
【０１３５】
ここで、上記参考例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、上記参考例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（参考例２）。この参考例２の形状を図４８に示す。すなわち、参考例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。
【０１３６】
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。
【０１３７】
上記参考例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、参考例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。
【０１３８】
また、上記参考例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、参考例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。
【０１３９】
そして、上記参考例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。
【０１４０】
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、参考例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。
【０１４１】
ここで、上記参考例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。
【０１４２】
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、参考例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、参考例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、参考例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。
【０１４３】
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（参考例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（既に測定した参考例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。
【０１４４】
ここで、上記参考例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、上記参考例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、上記参考例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参考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。
【０１４５】
【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、第１の金属部材を、高電気伝導率元素が分散された粉末原料を焼結してなる焼結材とするとともに、該第１の金属部材において第２の金属部材と反対側部分の電気伝導率を第２の金属部材側部分よりも高くするようにした。また、請求項９の発明では、第１の金属部材と第２の金属部材とが、該両金属部材間の通電に伴う発熱及び加圧により接合されてなる接合金属部材として、第１の金属部材は、高電気伝導率元素が分散された粉末原料を焼結してなる焼結材であり、上記第１の金属部材において第２の金属部材と反対側部分の電気伝導率が第２の金属部材側部分よりも大きいものとした。したがって、これらの発明によると、接合を良好に行いつつ、製造コストの低減化と第１の接合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。また、簡単に接合性の向上化を図ることができる。
【０１４６】
請求項２又は１０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。
【０１４７】
請求項３の発明によると、予め第１の金属部材と第２の金属部材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ことにより、両金属部材をより一層良好に接合することができる。
【０１４８】
請求項４又は１１の発明によると、予め第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、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上記ろう材の融点以上の温度への発熱及び加圧により、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、上記両拡散層を介した液相拡散状態で接合するようにしたことにより、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。
【０１４９】
請求項５又は１２の発明によると、第１の金属部材をＦｅ系材料とし、第２の金属部材をＡｌ系材料とし、ろう材をＺｎ系材料としたことにより、請求項４の発明における接合方法又は請求項１１の発明の接合金属部材として最適な材料の組合せが得られる。
【０１５０】
請求項６又は１３の発明によると、ろう材をＺｎ−Ａｌ共晶合金としたことにより、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。
【０１５１】
請求項７の発明によると、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上記ろう材と第１の金属部材との拡散層を形成するようにしたことにより、簡単な方法でろう材と第１の金属部材との拡散層を確実に形成することができ、接合強度のより高い接合金属部材が得られる。
【０１５２】
請求項８の発明によると、第１の金属部材及び第２の金属部材の接合を、第２の金属部材の接合面部を塑性流動させて行うようにしたことにより、接合金属部材の接合強度のさらなる向上化を図ることができる。
【図面の簡単な説明】
【図１】  本発明の基本形態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】  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】  参考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】  参考例１のバルブシートを示す断面図である。
【図４８】  参考例２のバルブシートを示す断面図である。
【図４９】  参考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】  参考例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】  参考例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】  参考例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】  参考例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】  参考例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】  参考例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】  参考例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】  参考例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】  参考例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（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
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
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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【図９】
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【図１０】
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【図１１】
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【図１２】
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【図１３】
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【図１４】
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【図１５】
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【図１６】
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【図１７】
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【図１８】
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【図１９】
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【図２０】
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【図２１】
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【図２２】
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【図２３】
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【図２４】
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【図２５】
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【図２６】
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【図２７】
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【図２８】
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【図２９】
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【図３０】
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【図３１】
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【図３２】
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【図３３】
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【図３４】
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【図３５】
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【図３６】
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【図３７】
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【図３８】
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【図３９】
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【図４０】
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【図４１】
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【図４２】
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【図４３】
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【図４４】
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【図４５】
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【図４６】
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【図４７】
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【図４８】
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【図４９】
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【図５０】
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【図５１】
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【図５２】
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【図５３】
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【図５４】
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【図５５】
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【図５６】
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【図５７】
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【図５８】
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