JPH0919789A - 熱膨脹率を異にする二種の部材の加熱接合方法 - Google Patents
熱膨脹率を異にする二種の部材の加熱接合方法Info
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- JPH0919789A JPH0919789A JP7168811A JP16881195A JPH0919789A JP H0919789 A JPH0919789 A JP H0919789A JP 7168811 A JP7168811 A JP 7168811A JP 16881195 A JP16881195 A JP 16881195A JP H0919789 A JPH0919789 A JP H0919789A
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Abstract
(57)【要約】
【課題】 永久磁石と、それよりも熱膨脹率が大きい鋼
製ブロック体とを、永久磁石の割れを回避して強固に加
熱接合する。 【解決手段】 板状インサート５であって、一方の平坦
面ａ側から他方の平坦面ｂ側に向って熱膨脹率が小から
大に変化し、且つ一方の平坦面ａ側の熱膨脹率は永久磁
石２のそれよりも大きく、他方の平坦面ｂ側の熱膨脹率
はブロック体３のそれよりも小さいものを用意する。イ
ンサート５の一方の平坦面ａを永久磁石２に向けて両者
２，５間にろう材８を介在させ、また他方の平坦面ｂを
ブロック体３に向けて両者５，３間にろう材９を介在さ
せることにより積層体を製作する。次いで積層体を加熱
して永久磁石２、インサート５およびブロック体３を両
ろう材８，９よりなる接合層を介して接合する。永久磁
石２の割れはインサート５の存在により回避され、また
両接合層により接合強度の向上が図られる。
製ブロック体とを、永久磁石の割れを回避して強固に加
熱接合する。 【解決手段】 板状インサート５であって、一方の平坦
面ａ側から他方の平坦面ｂ側に向って熱膨脹率が小から
大に変化し、且つ一方の平坦面ａ側の熱膨脹率は永久磁
石２のそれよりも大きく、他方の平坦面ｂ側の熱膨脹率
はブロック体３のそれよりも小さいものを用意する。イ
ンサート５の一方の平坦面ａを永久磁石２に向けて両者
２，５間にろう材８を介在させ、また他方の平坦面ｂを
ブロック体３に向けて両者５，３間にろう材９を介在さ
せることにより積層体を製作する。次いで積層体を加熱
して永久磁石２、インサート５およびブロック体３を両
ろう材８，９よりなる接合層を介して接合する。永久磁
石２の割れはインサート５の存在により回避され、また
両接合層により接合強度の向上が図られる。
Description
【０００１】
【発明の属する技術分野】本発明は、熱膨脹率を異にす
る二種の部材の加熱接合方法、即ち、第１部材とその第
１部材よりも熱膨脹率が大きい第２部材とを加熱下で接
合する方法に関する。
る二種の部材の加熱接合方法、即ち、第１部材とその第
１部材よりも熱膨脹率が大きい第２部材とを加熱下で接
合する方法に関する。
【０００２】
【従来の技術】従来、例えば、第１部材としての希土類
元素を含む永久磁石と、第２部材としての鋼製取付台と
を接合する場合、合成樹脂接着剤が用いられている（例
えば、特公昭６１−３３３３９号公報参照）。
元素を含む永久磁石と、第２部材としての鋼製取付台と
を接合する場合、合成樹脂接着剤が用いられている（例
えば、特公昭６１−３３３３９号公報参照）。
【０００３】このように合成樹脂接着剤を用いる理由
は、希土類元素を含む永久磁石は、非常に脆いため機械
加工性が悪く、また高温下に曝されると、金属組織が変
化するのでそれに伴い磁気特性が影響を受ける、といっ
た性質を有し、そのため鋼製取付台に永久磁石を取付け
る場合、あり差し構造、ねじ止め、溶接等の取付手段を
採用することができないからである。
は、希土類元素を含む永久磁石は、非常に脆いため機械
加工性が悪く、また高温下に曝されると、金属組織が変
化するのでそれに伴い磁気特性が影響を受ける、といっ
た性質を有し、そのため鋼製取付台に永久磁石を取付け
る場合、あり差し構造、ねじ止め、溶接等の取付手段を
採用することができないからである。
【０００４】
【発明が解決しようとする課題】しかしながら、合成樹
脂接着剤による接合では、その永久磁石の昇温に伴い接
合強度が著しく低下し、また接合強度のばらつきが大き
いため品質管理が難しい、といった問題がある。
脂接着剤による接合では、その永久磁石の昇温に伴い接
合強度が著しく低下し、また接合強度のばらつきが大き
いため品質管理が難しい、といった問題がある。
【０００５】本発明は前記に鑑み、前記二種の部材を加
熱下で強固に接合すると共に両部材の接合部に発生する
熱応力を緩和して、熱膨脹率が小さい方の部材が脆くて
も、冷却工程でその部材に割れが発生するのを回避する
ことができる前記加熱接合方法を提供することを目的と
する。
熱下で強固に接合すると共に両部材の接合部に発生する
熱応力を緩和して、熱膨脹率が小さい方の部材が脆くて
も、冷却工程でその部材に割れが発生するのを回避する
ことができる前記加熱接合方法を提供することを目的と
する。
【０００６】
【課題を解決するための手段】本発明は、第１部材と、
その第１部材よりも熱膨脹率が大きい第２部材とを加熱
下で接合するに当り、板状インサートであって、一方の
平坦面側から他方の平坦面側に向って熱膨脹率が小から
大に変化し、且つ一方の平坦面側の熱膨脹率は前記第１
部材の熱膨脹率よりも大きく、また他方の平坦面側の熱
膨脹率は前記第２部材の熱膨脹率よりも小さいものを用
意し、前記板状インサートにおいて、前記一方の平坦面
を前記第１部材の接合面に向けると共にそれら平坦面お
よび接合面間に第１のろう材を介在させ、また前記他方
の平坦面を前記第２部材の接合面に向けると共にそれら
平坦面および接合面間に第２のろう材を介在させて、第
１部材、第１のろう材、板状インサート、第２のろう材
および第２部材よりなる積層体を作製し、次いで前記積
層体を加熱して前記第１部材と前記板状インサートとを
前記第１のろう材よりなる第１の接合層を介して接合
し、また前記第２部材と前記板状インサートとを前記第
２のろう材よりなる第２の接合層を介して接合すること
を特徴とする。
その第１部材よりも熱膨脹率が大きい第２部材とを加熱
下で接合するに当り、板状インサートであって、一方の
平坦面側から他方の平坦面側に向って熱膨脹率が小から
大に変化し、且つ一方の平坦面側の熱膨脹率は前記第１
部材の熱膨脹率よりも大きく、また他方の平坦面側の熱
膨脹率は前記第２部材の熱膨脹率よりも小さいものを用
意し、前記板状インサートにおいて、前記一方の平坦面
を前記第１部材の接合面に向けると共にそれら平坦面お
よび接合面間に第１のろう材を介在させ、また前記他方
の平坦面を前記第２部材の接合面に向けると共にそれら
平坦面および接合面間に第２のろう材を介在させて、第
１部材、第１のろう材、板状インサート、第２のろう材
および第２部材よりなる積層体を作製し、次いで前記積
層体を加熱して前記第１部材と前記板状インサートとを
前記第１のろう材よりなる第１の接合層を介して接合
し、また前記第２部材と前記板状インサートとを前記第
２のろう材よりなる第２の接合層を介して接合すること
を特徴とする。
【０００７】前記手段を採用することにより、第１部材
と板状インサートとを第１の接合層を介して、また第２
部材と板状インサートとを第２の接合層を介してそれぞ
れ強固に接合し得るので、第１，第２部材間の接合強度
の高い接合体を得ることができる。
と板状インサートとを第１の接合層を介して、また第２
部材と板状インサートとを第２の接合層を介してそれぞ
れ強固に接合し得るので、第１，第２部材間の接合強度
の高い接合体を得ることができる。
【０００８】第１，第２部材間に板状インサートを介在
させると、それらの熱膨脹率が第１部材から第２部材に
至るに従って漸次大きくなるように変化する。これによ
り、冷却工程で、第１，第２部材の熱膨脹率差に起因し
て両部材の接合部に生じる熱応力を緩和し得るので、熱
膨脹率が小さい方の第１部材が脆い場合にもそれに割れ
が発生するのを回避することができる。
させると、それらの熱膨脹率が第１部材から第２部材に
至るに従って漸次大きくなるように変化する。これによ
り、冷却工程で、第１，第２部材の熱膨脹率差に起因し
て両部材の接合部に生じる熱応力を緩和し得るので、熱
膨脹率が小さい方の第１部材が脆い場合にもそれに割れ
が発生するのを回避することができる。
【０００９】なお、第１，第２のろう材の熱膨脹率は、
それらの縦弾性係数Ｅを小さくし得ると共にそれらの厚
さを考慮すると、無視しても差支えない。
それらの縦弾性係数Ｅを小さくし得ると共にそれらの厚
さを考慮すると、無視しても差支えない。
【００１０】
【発明の実施の形態】図１は接合体１の一例を示す。こ
の接合体１においては第１部材が、ＮｄＦｅＢ系永久磁
石、ＳｍＣｏ系永久磁石等の希土類元素を含む永久磁石
２であり、また第２部材が、永久磁石２よりも熱膨脹率
が大きい炭素鋼（Ｆｅ系合金）よりなる鋼製ブロック体
３である。
の接合体１においては第１部材が、ＮｄＦｅＢ系永久磁
石、ＳｍＣｏ系永久磁石等の希土類元素を含む永久磁石
２であり、また第２部材が、永久磁石２よりも熱膨脹率
が大きい炭素鋼（Ｆｅ系合金）よりなる鋼製ブロック体
３である。
【００１１】永久磁石２と鋼製ブロック体３との間に接
合部４が存在する。その接合部４は、中間に存する板状
インサート５と、永久磁石２および板状インサート５間
に存する第１の接合層６と、鋼製ブロック体３および板
状インサート５間に存する第２の接合層７とよりなる。
合部４が存在する。その接合部４は、中間に存する板状
インサート５と、永久磁石２および板状インサート５間
に存する第１の接合層６と、鋼製ブロック体３および板
状インサート５間に存する第２の接合層７とよりなる。
【００１２】板状インサート５は、永久磁石２側の一方
の平坦面ａ側から他方の平坦面ｂ側に向って熱膨脹率が
小から大に変化し、且つ一方の平坦面ａ側の熱膨脹率は
永久磁石２の熱膨脹率よりも大きく、また他方の平坦面
ｂ側の熱膨脹率は鋼製ブロック体３の熱膨脹率よりも小
さい。
の平坦面ａ側から他方の平坦面ｂ側に向って熱膨脹率が
小から大に変化し、且つ一方の平坦面ａ側の熱膨脹率は
永久磁石２の熱膨脹率よりも大きく、また他方の平坦面
ｂ側の熱膨脹率は鋼製ブロック体３の熱膨脹率よりも小
さい。
【００１３】第１，第２の接合層６，７は、箔状（また
は薄板状）をなす第１，第２のろう材が加熱下で液相を
生じる、つまり両ろう材が完全な液相状態になるか、ま
たは固相と液相とが共存する固液共存状態になることに
よって形成されたものである。
は薄板状）をなす第１，第２のろう材が加熱下で液相を
生じる、つまり両ろう材が完全な液相状態になるか、ま
たは固相と液相とが共存する固液共存状態になることに
よって形成されたものである。
【００１４】接合処理に当っては、図２に示すように、
板状インサート５において、一方の平坦面ａを永久磁石
２の接合面ｃに向けると共にそれら平坦面ａおよび接合
面ｃ間に第１の箔状ろう材８を介在させ、また他方の平
坦面ｂを鋼製ブロック体３の接合面ｄに向けると共にそ
れら平坦面ｂおよび接合面ｄ間に第２の箔状ろう材９を
介在させて、図３に示すように永久磁石２、第１のろう
材８、板状インサート５、第２のろう材９および鋼製ブ
ロック体３よりなる積層体１０を作製する。次いで積層
体１０を、真空加熱炉内に設置して加熱することによ
り、第１，第２のろう材８，９を液相状態または固液共
存状態にし、これにより、永久磁石２と板状インサート
５とを第１のろう材８よりなる第１の接合層６を介して
接合し、また鋼製ブロック体３と板状インサート５とを
第２のろう材９よりなる第２の接合層７を介して接合す
る。その後、炉冷を行って接合体１を得る。
板状インサート５において、一方の平坦面ａを永久磁石
２の接合面ｃに向けると共にそれら平坦面ａおよび接合
面ｃ間に第１の箔状ろう材８を介在させ、また他方の平
坦面ｂを鋼製ブロック体３の接合面ｄに向けると共にそ
れら平坦面ｂおよび接合面ｄ間に第２の箔状ろう材９を
介在させて、図３に示すように永久磁石２、第１のろう
材８、板状インサート５、第２のろう材９および鋼製ブ
ロック体３よりなる積層体１０を作製する。次いで積層
体１０を、真空加熱炉内に設置して加熱することによ
り、第１，第２のろう材８，９を液相状態または固液共
存状態にし、これにより、永久磁石２と板状インサート
５とを第１のろう材８よりなる第１の接合層６を介して
接合し、また鋼製ブロック体３と板状インサート５とを
第２のろう材９よりなる第２の接合層７を介して接合す
る。その後、炉冷を行って接合体１を得る。
【００１５】前記接合処理における加熱時間ｈは、それ
が長過ぎる場合には永久磁石２および鋼製ブロック体３
の特性に影響を与えるので、ｈ≦１０時間であることが
望ましく、生産性向上の観点からはｈ≦１時間である。
が長過ぎる場合には永久磁石２および鋼製ブロック体３
の特性に影響を与えるので、ｈ≦１０時間であることが
望ましく、生産性向上の観点からはｈ≦１時間である。
【００１６】前記手段を採用することにより、永久磁石
２と板状インサート５とを第１の接合層６を介して、ま
た鋼製ブロック体３と板状インサート５とを第２の接合
層７を介してそれぞれ強固に接合し得るので、永久磁石
２および鋼製ブロック体３間の接合強度の高い接合体１
を得ることができる。
２と板状インサート５とを第１の接合層６を介して、ま
た鋼製ブロック体３と板状インサート５とを第２の接合
層７を介してそれぞれ強固に接合し得るので、永久磁石
２および鋼製ブロック体３間の接合強度の高い接合体１
を得ることができる。
【００１７】永久磁石２および鋼製ブロック体３間に板
状インサート５を存在させると、それら２，３，５の熱
膨脹率が永久磁石２から鋼製ブロック体３に至るに従っ
て漸次大きくなるように変化する。これにより、冷却工
程で、永久磁石２および鋼製ブロック体３の熱膨脹率差
に起因して接合部４に生じる熱応力を緩和し得るので、
熱膨脹率が小さい方の永久磁石２が脆い場合にもそれに
割れが発生するのを回避することができる。
状インサート５を存在させると、それら２，３，５の熱
膨脹率が永久磁石２から鋼製ブロック体３に至るに従っ
て漸次大きくなるように変化する。これにより、冷却工
程で、永久磁石２および鋼製ブロック体３の熱膨脹率差
に起因して接合部４に生じる熱応力を緩和し得るので、
熱膨脹率が小さい方の永久磁石２が脆い場合にもそれに
割れが発生するのを回避することができる。
【００１８】なお、第１，第２のろう材８，９の熱膨脹
率は、それら８，９の縦弾性係数Ｅを小さくし得ると共
にそれらの厚さを考慮すると、無視しても差支えない。
率は、それら８，９の縦弾性係数Ｅを小さくし得ると共
にそれらの厚さを考慮すると、無視しても差支えない。
【００１９】板状インサート５としては、例えば、図４
に示すように、複数、図示例では第１〜第４Ｆｅ−Ｎｉ
合金板１１1 〜１１4 よりなるクラッド板が用いられ
る。各Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１1 〜１１4 におけるＮｉ含
有量は永久磁石２より離れるに従って漸減している。こ
の場合、Ｎｉ含有量の最大値Ｎｉ（ｍａｘ）は第１Ｆｅ
−Ｎｉ合金板１１1 のＮｉ（ｍａｘ）＝３６原子％であ
り、また最小値Ｎｉ（ｍｉｎ）は第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板
１１4 のＮｉ（ｍｉｎ）＝１０原子％である。
に示すように、複数、図示例では第１〜第４Ｆｅ−Ｎｉ
合金板１１1 〜１１4 よりなるクラッド板が用いられ
る。各Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１1 〜１１4 におけるＮｉ含
有量は永久磁石２より離れるに従って漸減している。こ
の場合、Ｎｉ含有量の最大値Ｎｉ（ｍａｘ）は第１Ｆｅ
−Ｎｉ合金板１１1 のＮｉ（ｍａｘ）＝３６原子％であ
り、また最小値Ｎｉ（ｍｉｎ）は第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板
１１4 のＮｉ（ｍｉｎ）＝１０原子％である。
【００２０】表１は板状インサート５の各部の組成およ
び熱膨脹係数を示す。
び熱膨脹係数を示す。
【００２１】
【表１】
【００２２】図４、表１から明らかなように、板状イン
サート５において、第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１1 が一方
の平坦面ａを備え、また第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１4 が
他方の平坦面ｂを備える。そして一方の平坦面ａ側から
他方の平坦面ｂ側に向って熱膨脹率が小から大に変化す
る。
サート５において、第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１1 が一方
の平坦面ａを備え、また第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１4 が
他方の平坦面ｂを備える。そして一方の平坦面ａ側から
他方の平坦面ｂ側に向って熱膨脹率が小から大に変化す
る。
【００２３】第１，第２のろう材８，９としては、希土
類元素系合金より構成された高活性なものが用いられ
る。これらのろう材８，９においては、非晶質相の体積
分率Ｖｆが５０％≦Ｖｆ≦１００％であることが望まし
い。その理由は次の通りである。即ち、非晶質相は、酸
化の起点となるような粒界層が存在しないので耐酸化性
が著しく高く、また酸化物の混在も僅少であり、その上
偏析がなく組成が均一である、といった特性を有するの
で、第１，第２の接合層６，７の強度向上を図る上で有
効であるからである。
類元素系合金より構成された高活性なものが用いられ
る。これらのろう材８，９においては、非晶質相の体積
分率Ｖｆが５０％≦Ｖｆ≦１００％であることが望まし
い。その理由は次の通りである。即ち、非晶質相は、酸
化の起点となるような粒界層が存在しないので耐酸化性
が著しく高く、また酸化物の混在も僅少であり、その上
偏析がなく組成が均一である、といった特性を有するの
で、第１，第２の接合層６，７の強度向上を図る上で有
効であるからである。
【００２４】両ろう材８，９において、希土類元素には
Ｙ、Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｓｍ、Ｅｕ、Ｇｄ、Ｔ
ｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、ＹｂおよびＬｕから選択
される少なくとも一種が該当し、それらは単体、または
混合物であるＭｍ（ミッシュメタル）、Ｄｉ（ジジミウ
ム）の形態で用いられる。また合金元素ＡＥは希土類元
素と共晶反応を行うもので、その合金元素ＡＥには、Ｃ
ｕ、Ａｌ、Ｇａ、Ｃｏ、Ｆｅ、Ａｇ、Ｎｉ、Ａｕ、Ｍ
ｎ、Ｚｎ、Ｐｄ、Ｓｎ、Ｓｂ、Ｐｂ、Ｂｉ、Ｇｅおよび
Ｉｎから選択される少なくとも一種が該当する。合金元
素ＡＥの含有量は５原子％≦ＡＥ≦５０原子％に設定さ
れる。二種以上の合金元素ＡＥを含有する場合には、そ
れらの合計含有量が５原子％≦ＡＥ≦５０原子％とな
る。ただし、合金元素ＡＥの含有量がＡＥ＞５０原子％
ではろう材８，９の活性が損われ、一方、ＡＥ＜５原子
％では固液共存状態において液相を確保することが難し
くなる。
Ｙ、Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｓｍ、Ｅｕ、Ｇｄ、Ｔ
ｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、ＹｂおよびＬｕから選択
される少なくとも一種が該当し、それらは単体、または
混合物であるＭｍ（ミッシュメタル）、Ｄｉ（ジジミウ
ム）の形態で用いられる。また合金元素ＡＥは希土類元
素と共晶反応を行うもので、その合金元素ＡＥには、Ｃ
ｕ、Ａｌ、Ｇａ、Ｃｏ、Ｆｅ、Ａｇ、Ｎｉ、Ａｕ、Ｍ
ｎ、Ｚｎ、Ｐｄ、Ｓｎ、Ｓｂ、Ｐｂ、Ｂｉ、Ｇｅおよび
Ｉｎから選択される少なくとも一種が該当する。合金元
素ＡＥの含有量は５原子％≦ＡＥ≦５０原子％に設定さ
れる。二種以上の合金元素ＡＥを含有する場合には、そ
れらの合計含有量が５原子％≦ＡＥ≦５０原子％とな
る。ただし、合金元素ＡＥの含有量がＡＥ＞５０原子％
ではろう材８，９の活性が損われ、一方、ＡＥ＜５原子
％では固液共存状態において液相を確保することが難し
くなる。
【００２５】表２，３は、ろう材８，９を構成する各種
希土類元素系共晶合金およびそれらの縦弾性係数Ｅを示
す。
希土類元素系共晶合金およびそれらの縦弾性係数Ｅを示
す。
【００２６】
【表２】
【００２７】
【表３】
【００２８】また希土類元素系亜、過共晶合金としては
以下のものを挙げることができる。各化学式において、
数値の単位は原子％である（これは以下同じ）。Ｅは縦
弾性係数を意味する。 （ａ） Ｎｄ60Ｃｕ40合金（Ｅ＝４５００kgｆ／m
m2 ）、Ｎｄ75Ｃｕ25合金（Ｅ＝４０００kgｆ／m
m2 ）、Ｎｄ80Ｃｕ20合金（Ｅ＝３９５０kgｆ／m
m2 ）、Ｎｄ 50Ｃｕ50合金（Ｅ＝９０００kgｆ／mm2 ）
……液相発生温度５２０℃（図５参照） （ｂ） Ｓｍ75Ｃｕ25合金（Ｅ＝４０００kgｆ／m
m2 ）、Ｓｍ65Ｃｕ35合金（Ｅ＝４３００kgｆ／mm2 ）
……液相発生温度５９７℃ （ｃ） Ｎｄ90Ａｌ10合金（Ｅ＝３８５０kgｆ／mm2 、
液相発生温度６３４℃）、Ｎｄ80Ｃｏ20合金（Ｅ＝４０
００kgｆ／mm2 、液相発生温度５９９℃）、Ｌａ 85Ｇａ
15合金（Ｅ＝４０００kgｆ／mm2 、液相発生温度５５０
℃） さらに三元系合金としては、Ｎｄ65Ｆｅ5 Ｃｕ30合金
（Ｅ＝４２００kgｆ／mm 2 、液相発生温度５０１℃）お
よびＮｄ70Ｃｕ25Ａｌ5 合金（Ｅ＝４０００kgｆ／m
m2 、液相発生温度４７４℃）を挙げることができる。 〔実施例１〕純度９９．９％のＮｄと、純度９９．９％
のＣｕと、純度９９．９％のＡｌとを、Ｎｄ70Ｃｕ25Ａ
ｌ5 合金が得られるように秤量し、次いでその秤量物を
真空溶解炉を用いて溶解し、その後鋳造を行ってインゴ
ットを得た。
以下のものを挙げることができる。各化学式において、
数値の単位は原子％である（これは以下同じ）。Ｅは縦
弾性係数を意味する。 （ａ） Ｎｄ60Ｃｕ40合金（Ｅ＝４５００kgｆ／m
m2 ）、Ｎｄ75Ｃｕ25合金（Ｅ＝４０００kgｆ／m
m2 ）、Ｎｄ80Ｃｕ20合金（Ｅ＝３９５０kgｆ／m
m2 ）、Ｎｄ 50Ｃｕ50合金（Ｅ＝９０００kgｆ／mm2 ）
……液相発生温度５２０℃（図５参照） （ｂ） Ｓｍ75Ｃｕ25合金（Ｅ＝４０００kgｆ／m
m2 ）、Ｓｍ65Ｃｕ35合金（Ｅ＝４３００kgｆ／mm2 ）
……液相発生温度５９７℃ （ｃ） Ｎｄ90Ａｌ10合金（Ｅ＝３８５０kgｆ／mm2 、
液相発生温度６３４℃）、Ｎｄ80Ｃｏ20合金（Ｅ＝４０
００kgｆ／mm2 、液相発生温度５９９℃）、Ｌａ 85Ｇａ
15合金（Ｅ＝４０００kgｆ／mm2 、液相発生温度５５０
℃） さらに三元系合金としては、Ｎｄ65Ｆｅ5 Ｃｕ30合金
（Ｅ＝４２００kgｆ／mm 2 、液相発生温度５０１℃）お
よびＮｄ70Ｃｕ25Ａｌ5 合金（Ｅ＝４０００kgｆ／m
m2 、液相発生温度４７４℃）を挙げることができる。 〔実施例１〕純度９９．９％のＮｄと、純度９９．９％
のＣｕと、純度９９．９％のＡｌとを、Ｎｄ70Ｃｕ25Ａ
ｌ5 合金が得られるように秤量し、次いでその秤量物を
真空溶解炉を用いて溶解し、その後鋳造を行ってインゴ
ットを得た。
【００２９】このインゴットから約５０ｇの原料を採取
し、これを石英ノズルで高周波溶解して溶湯を調製し、
次いで溶湯を石英ノズルのスリットから、その下方で高
速回転するＣｕ製冷却ロール外周面にアルゴンガス圧に
より噴出させて超急冷し、幅３０mm、厚さ２０μｍのＮ
ｄ70Ｃｕ25Ａｌ5 合金よりなる薄帯を得た。この薄帯は
均質であると共に連続性も良く、したがって前記組成の
合金は薄帯形成性が良好である。
し、これを石英ノズルで高周波溶解して溶湯を調製し、
次いで溶湯を石英ノズルのスリットから、その下方で高
速回転するＣｕ製冷却ロール外周面にアルゴンガス圧に
より噴出させて超急冷し、幅３０mm、厚さ２０μｍのＮ
ｄ70Ｃｕ25Ａｌ5 合金よりなる薄帯を得た。この薄帯は
均質であると共に連続性も良く、したがって前記組成の
合金は薄帯形成性が良好である。
【００３０】この場合の製造条件は次の通りである。即
ち、石英ノズルの内径 ４０mm、スリットの寸法 幅
０．２５mm、長さ ３０mm、アルゴンガス圧 １．０kg
ｆ／cm2 、溶湯温度 ８００℃、スリットと冷却ロール
との距離 １．０mm、冷却ロールの周速 ３３ｍ／sec
、溶湯の冷却速度 約１０5 Ｋ／sec である。
ち、石英ノズルの内径 ４０mm、スリットの寸法 幅
０．２５mm、長さ ３０mm、アルゴンガス圧 １．０kg
ｆ／cm2 、溶湯温度 ８００℃、スリットと冷却ロール
との距離 １．０mm、冷却ロールの周速 ３３ｍ／sec
、溶湯の冷却速度 約１０5 Ｋ／sec である。
【００３１】図６は薄帯のＸ線回折結果を示し、この薄
帯においては２θ≒３２°に幅広のハローパターンが観
察され、このことから薄帯の金属組織は非晶質単相組織
であることが判明し、その結晶化温度ＴｘはＴｘ＝１２
９．８℃であった。また薄帯の液相発生温度ＴｍはＴｍ
＝４７４℃であって易融化が図られており、さらに薄帯
は、高い靱性を有するので、１８０°密着曲げが可能で
あり、また変色もなく優れた耐酸化性を備えていた。さ
らにまた前記製造条件において、冷却ロールの周速のみ
を変えて薄帯の厚さを２０μｍから４００μｍまで変化
させ、非晶質単相組織が得られる薄帯の臨界厚さを求め
たところ、その臨界厚さは２７０μｍであることが判明
した。
帯においては２θ≒３２°に幅広のハローパターンが観
察され、このことから薄帯の金属組織は非晶質単相組織
であることが判明し、その結晶化温度ＴｘはＴｘ＝１２
９．８℃であった。また薄帯の液相発生温度ＴｍはＴｍ
＝４７４℃であって易融化が図られており、さらに薄帯
は、高い靱性を有するので、１８０°密着曲げが可能で
あり、また変色もなく優れた耐酸化性を備えていた。さ
らにまた前記製造条件において、冷却ロールの周速のみ
を変えて薄帯の厚さを２０μｍから４００μｍまで変化
させ、非晶質単相組織が得られる薄帯の臨界厚さを求め
たところ、その臨界厚さは２７０μｍであることが判明
した。
【００３２】次に、厚さ１００μｍの薄帯に打抜き加工
を施して、図２に示すように縦１００mm、横２０mmで箔
状をなし、且つ非晶質の第１，第２のろう材８，９を作
製した。
を施して、図２に示すように縦１００mm、横２０mmで箔
状をなし、且つ非晶質の第１，第２のろう材８，９を作
製した。
【００３３】第１部材として、縦１００mm、横２０mm、
厚さ５mmのＮｄＦｅＢ系永久磁石（住友特殊金属社製、
商品名ＮＥＯＭＡＸ−２８ＵＨ、キュリー点３１０℃）
２を選定し、また第２部材として、炭素鋼（ＪＩＳ Ｓ
３５Ｃ）よりなり、且つ縦２０mm、横２０mm、長さ１０
０mmの直方体状の鋼製ブロック体３を選定した。
厚さ５mmのＮｄＦｅＢ系永久磁石（住友特殊金属社製、
商品名ＮＥＯＭＡＸ−２８ＵＨ、キュリー点３１０℃）
２を選定し、また第２部材として、炭素鋼（ＪＩＳ Ｓ
３５Ｃ）よりなり、且つ縦２０mm、横２０mm、長さ１０
０mmの直方体状の鋼製ブロック体３を選定した。
【００３４】ＮｄＦｅＢ系永久磁石２の熱膨脹係数は約
１．０×１０-6／℃（平均値）であり、また鋼製ブロッ
ク体３の熱膨脹係数は約１２．２×１０-6／℃であっ
た。
１．０×１０-6／℃（平均値）であり、また鋼製ブロッ
ク体３の熱膨脹係数は約１２．２×１０-6／℃であっ
た。
【００３５】図７は、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２および鋼
製ブロック体３の温度と熱膨脹率との関係を示す。図７
から明らかなように、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２は、約３
１０℃にて熱膨脹率が逆転し、また約３１０℃以下の温
度域における熱膨脹率変化が小さいといった特異性を持
つこと、および加熱工程後の冷却工程において、その温
度降下に伴いＮｄＦｅＢ系永久磁石２の熱膨脹率と鋼製
ブロック体３の熱膨脹率との差が急激に増大することが
判る。
製ブロック体３の温度と熱膨脹率との関係を示す。図７
から明らかなように、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２は、約３
１０℃にて熱膨脹率が逆転し、また約３１０℃以下の温
度域における熱膨脹率変化が小さいといった特異性を持
つこと、および加熱工程後の冷却工程において、その温
度降下に伴いＮｄＦｅＢ系永久磁石２の熱膨脹率と鋼製
ブロック体３の熱膨脹率との差が急激に増大することが
判る。
【００３６】さらに板状インサート５として、表１およ
び図４に示した構造を有し、縦１００mm、横２０mm、厚
さ１．５mmのものを用意した。
び図４に示した構造を有し、縦１００mm、横２０mm、厚
さ１．５mmのものを用意した。
【００３７】図２，４に示すように、鋼製ブロック体３
の長方形をなす上向きの接合面ｄ上に第２のろう材９
を、また第２のろう材９上に、第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板１
１4 （他方の平坦面ｂ）を下向きにした板状インサート
５を、さらに板状インサート５の第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板
１１1 （一方の平坦面ａ）上に第１のろう材８を、さら
にまた第１のろう材８上に長方形の接合面ｃを下向きに
したＮｄＦｅＢ系永久磁石２をそれぞれ重ね合せて、図
３に示す積層体１０を作製した。
の長方形をなす上向きの接合面ｄ上に第２のろう材９
を、また第２のろう材９上に、第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板１
１4 （他方の平坦面ｂ）を下向きにした板状インサート
５を、さらに板状インサート５の第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板
１１1 （一方の平坦面ａ）上に第１のろう材８を、さら
にまた第１のろう材８上に長方形の接合面ｃを下向きに
したＮｄＦｅＢ系永久磁石２をそれぞれ重ね合せて、図
３に示す積層体１０を作製した。
【００３８】次いで、その積層体１０を真空加熱炉内に
設置し、加熱温度Ｔ＝５４０℃、加熱時間ｈ＝２０分間
の加熱工程、それに次ぐ炉冷よりなる冷却工程を行っ
て、図１に示すようにＮｄＦｅＢ系永久磁石２と、第１
のろう材８より形成された結晶質の第１の接合層６と、
板状インサート５と、第２のろう材９より形成された結
晶質の第２の接合層７と、鋼製ブロック体３とよりなる
接合体１を得た。この接合処理においては、加熱温度Ｔ
がＴ＝５４０℃であって、両ろう材８，９の液相発生温
度Ｔｍ＝４７４℃を超えているので、両ろう材８，９は
完全な液相状態となる。
設置し、加熱温度Ｔ＝５４０℃、加熱時間ｈ＝２０分間
の加熱工程、それに次ぐ炉冷よりなる冷却工程を行っ
て、図１に示すようにＮｄＦｅＢ系永久磁石２と、第１
のろう材８より形成された結晶質の第１の接合層６と、
板状インサート５と、第２のろう材９より形成された結
晶質の第２の接合層７と、鋼製ブロック体３とよりなる
接合体１を得た。この接合処理においては、加熱温度Ｔ
がＴ＝５４０℃であって、両ろう材８，９の液相発生温
度Ｔｍ＝４７４℃を超えているので、両ろう材８，９は
完全な液相状態となる。
【００３９】このようにして得られた接合体１を目視に
て観察したところ、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２と板状イン
サート５とが第１の接合層６を介して十分に接合してお
り、また鋼製ブロック体３と板状インサート５とが第２
の接合層７を介して十分に接合していることが判明し
た。
て観察したところ、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２と板状イン
サート５とが第１の接合層６を介して十分に接合してお
り、また鋼製ブロック体３と板状インサート５とが第２
の接合層７を介して十分に接合していることが判明し
た。
【００４０】またＮｄＦｅＢ系永久磁石２において割れ
の発生は全然認められなかった。これは、図７に示した
ように、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２と鋼製ブロック体３の
熱膨脹率が冷却工程において大きく異なるにも拘らず、
板状インサート５を使用したことにより、冷却工程にお
いて接合部４に発生する熱応力が緩和されたことに起因
する。特に、板状インサート５において、ＮｄＦｅＢ系
永久磁石２に最も近い第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１1 の組
成をインバー（invar)組成にして、約３１０℃以下の温
度域における第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１1 の熱的挙動を
ＮｄＦｅＢ系永久磁石２のそれに近似させたことが、Ｎ
ｄＦｅＢ系永久磁石２の割れ発生を回避する上に大きな
要因となっている。
の発生は全然認められなかった。これは、図７に示した
ように、ＮｄＦｅＢ系永久磁石２と鋼製ブロック体３の
熱膨脹率が冷却工程において大きく異なるにも拘らず、
板状インサート５を使用したことにより、冷却工程にお
いて接合部４に発生する熱応力が緩和されたことに起因
する。特に、板状インサート５において、ＮｄＦｅＢ系
永久磁石２に最も近い第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１1 の組
成をインバー（invar)組成にして、約３１０℃以下の温
度域における第１Ｆｅ−Ｎｉ合金板１１1 の熱的挙動を
ＮｄＦｅＢ系永久磁石２のそれに近似させたことが、Ｎ
ｄＦｅＢ系永久磁石２の割れ発生を回避する上に大きな
要因となっている。
【００４１】ＮｄＦｅＢ系永久磁石２、ＳｍＣｏ系永久
磁石等の希土類元素を含む永久磁石は、接合処理時の加
熱温度ＴがＴ＞６５０℃になると、その磁気特性、特に
保磁力 IＨC （磁化の強さＩ＝０）が低下傾向となる。
ただし、残留磁束密度Ｂｒおよび保磁力 BＨC （磁束密
度Ｂ＝０）は殆ど変わらず、したがって最大磁気エネル
ギ積（ＢＨ）ｍａｘは略一定である。両ろう材８，９を
用いた接合処理において、その加熱温度ＴはＴ＝５４０
℃であってＴ≦６５０℃であるから、ＮｄＦｅＢ系永久
磁石２の磁気特性を変化させるようなことはない。 〔実施例２〕箔状をなす非晶質の第１，第２のろう材
８，９として、実施例１で述べたものと同一組成で、且
つ縦２０mm、横２０mm、厚さ１００μｍのものを各ろう
材８，９について２つ宛用意した。
磁石等の希土類元素を含む永久磁石は、接合処理時の加
熱温度ＴがＴ＞６５０℃になると、その磁気特性、特に
保磁力 IＨC （磁化の強さＩ＝０）が低下傾向となる。
ただし、残留磁束密度Ｂｒおよび保磁力 BＨC （磁束密
度Ｂ＝０）は殆ど変わらず、したがって最大磁気エネル
ギ積（ＢＨ）ｍａｘは略一定である。両ろう材８，９を
用いた接合処理において、その加熱温度ＴはＴ＝５４０
℃であってＴ≦６５０℃であるから、ＮｄＦｅＢ系永久
磁石２の磁気特性を変化させるようなことはない。 〔実施例２〕箔状をなす非晶質の第１，第２のろう材
８，９として、実施例１で述べたものと同一組成で、且
つ縦２０mm、横２０mm、厚さ１００μｍのものを各ろう
材８，９について２つ宛用意した。
【００４２】またＮｄＦｅＢ系永久磁石２として、実施
例１で述べたものと同一構造で、且つ縦２０mm、横２０
mm、厚さ５mmのものを用意した。
例１で述べたものと同一構造で、且つ縦２０mm、横２０
mm、厚さ５mmのものを用意した。
【００４３】さらに鋼製ブロック体３として、実施例１
で述べたものと同一材質で、且つ縦２０mm、横２０mm、
長さ４０mmのものを２つ用意した。
で述べたものと同一材質で、且つ縦２０mm、横２０mm、
長さ４０mmのものを２つ用意した。
【００４４】さらにまた、板状インサート５として、実
施例１で述べたものと同一構造で、且つ縦２０mm、横２
０mm、厚さ１．５mmのものを２つ用意した。
施例１で述べたものと同一構造で、且つ縦２０mm、横２
０mm、厚さ１．５mmのものを２つ用意した。
【００４５】図８（図４も参照）に示すように、１つの
鋼製ブロック体３の正方形をなす上向きの接合面ｄ上に
第２のろう材９を、第２のろう材９上に、第４Ｆｅ−Ｎ
ｉ合金板１１4 （他方の接合面ｂ）を下向きにした板状
インサート５を、板状インサート５の第１Ｆｅ−Ｎｉ合
金板１１1 （一方の平坦面ａ）上に第１のろう材８を、
第１のろう材８上に正方形をなす一方の接合面ｃを下向
きにしたＮｄＦｅＢ系永久磁石２を、ＮｄＦｅＢ系永久
磁石２の正方形をなす他方の上向きの接合面ｃ上に第１
のろう材８を、第１のろう材８上に、第１Ｆｅ−Ｎｉ合
金板１１1 （一方の平坦面ａ）を下向きにした板状イン
サート５を、板状インサート５の第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板
１１4 （他方の平坦面ｂ）上に第２のろう材９を、第２
のろう材９上に接合面ｄを下向きにしたもう１つの鋼製
ブロック体３をそれぞれ重ね合せて積層体を作製し、同
様の手順で合計２０個の積層体を作製した。両鋼製ブロ
ック体３に存する貫通孔１３は引張り試験においてチャ
ックとの連結に用いられる。
鋼製ブロック体３の正方形をなす上向きの接合面ｄ上に
第２のろう材９を、第２のろう材９上に、第４Ｆｅ−Ｎ
ｉ合金板１１4 （他方の接合面ｂ）を下向きにした板状
インサート５を、板状インサート５の第１Ｆｅ−Ｎｉ合
金板１１1 （一方の平坦面ａ）上に第１のろう材８を、
第１のろう材８上に正方形をなす一方の接合面ｃを下向
きにしたＮｄＦｅＢ系永久磁石２を、ＮｄＦｅＢ系永久
磁石２の正方形をなす他方の上向きの接合面ｃ上に第１
のろう材８を、第１のろう材８上に、第１Ｆｅ−Ｎｉ合
金板１１1 （一方の平坦面ａ）を下向きにした板状イン
サート５を、板状インサート５の第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板
１１4 （他方の平坦面ｂ）上に第２のろう材９を、第２
のろう材９上に接合面ｄを下向きにしたもう１つの鋼製
ブロック体３をそれぞれ重ね合せて積層体を作製し、同
様の手順で合計２０個の積層体を作製した。両鋼製ブロ
ック体３に存する貫通孔１３は引張り試験においてチャ
ックとの連結に用いられる。
【００４６】次いで、各積層体を真空加熱炉内に設置
し、加熱温度Ｔ＝５４０℃、加熱時間ｈ＝２０分間の加
熱工程、それに次ぐ炉冷よりなる冷却工程を行って、図
９に示す２０個のサンドイッチ状物１４を得た。各サン
ドイッチ状物１４は、１つのＮｄＦｅＢ系永久磁石２を
共用する２つの接合体１よりなる。
し、加熱温度Ｔ＝５４０℃、加熱時間ｈ＝２０分間の加
熱工程、それに次ぐ炉冷よりなる冷却工程を行って、図
９に示す２０個のサンドイッチ状物１４を得た。各サン
ドイッチ状物１４は、１つのＮｄＦｅＢ系永久磁石２を
共用する２つの接合体１よりなる。
【００４７】この接合処理においては、実施例１同様
に、加熱温度ＴがＴ＝５４０℃に設定されているので、
液相発生温度ＴｍがＴｍ＝４７４℃の各ろう材８，９は
完全な液相状態となる。
に、加熱温度ＴがＴ＝５４０℃に設定されているので、
液相発生温度ＴｍがＴｍ＝４７４℃の各ろう材８，９は
完全な液相状態となる。
【００４８】このようにして得られた各サンドイッチ状
物１４を目視にて観察したところ、ＮｄＦｅＢ系永久磁
石２と各板状インサート５とが第１の接合層６を介して
十分に接合しており、また鋼製ブロック体３と各板状イ
ンサート５とが第２の接合層７を介して十分に接合して
いることが判った。またＮｄＦｅＢ系永久磁石２におい
て割れの発生は全然認められなかった。
物１４を目視にて観察したところ、ＮｄＦｅＢ系永久磁
石２と各板状インサート５とが第１の接合層６を介して
十分に接合しており、また鋼製ブロック体３と各板状イ
ンサート５とが第２の接合層７を介して十分に接合して
いることが判った。またＮｄＦｅＢ系永久磁石２におい
て割れの発生は全然認められなかった。
【００４９】比較のため、前記同様のＮｄＦｅＢ系永久
磁石２と前記同様の２つの鋼製ブロック体３とを、それ
ら鋼製ブロック体３により、エポキシ樹脂系接着剤（日
本チバガイギ社製、商品名アラルダイト）を介しＮｄＦ
ｅＢ系永久磁石２を挟むように重ね合せて積層体を作製
し、同様の手順で合計２０個の積層体を作製した。次い
で、これら積層体を乾燥炉内に設置して、加熱温度２０
０℃、加熱時間６０分間の加熱工程、それに次ぐ炉冷よ
りなる冷却工程を行って、２つの鋼製ブロック体３と永
久磁石２とをそれぞれエポキシ樹脂系接着剤を介して接
合した２０個のサンドイッチ状物を得た。
磁石２と前記同様の２つの鋼製ブロック体３とを、それ
ら鋼製ブロック体３により、エポキシ樹脂系接着剤（日
本チバガイギ社製、商品名アラルダイト）を介しＮｄＦ
ｅＢ系永久磁石２を挟むように重ね合せて積層体を作製
し、同様の手順で合計２０個の積層体を作製した。次い
で、これら積層体を乾燥炉内に設置して、加熱温度２０
０℃、加熱時間６０分間の加熱工程、それに次ぐ炉冷よ
りなる冷却工程を行って、２つの鋼製ブロック体３と永
久磁石２とをそれぞれエポキシ樹脂系接着剤を介して接
合した２０個のサンドイッチ状物を得た。
【００５０】ろう材８，９および板状インサート５を用
いたサンドイッチ状物１４およびエポキシ樹脂系接着剤
を用いたサンドイッチ状物の各１０個について室温下で
引張り試験を行い、また残りの各１０個について１５０
℃の加熱下で引張り試験を行ったところ、表４の結果を
得た。
いたサンドイッチ状物１４およびエポキシ樹脂系接着剤
を用いたサンドイッチ状物の各１０個について室温下で
引張り試験を行い、また残りの各１０個について１５０
℃の加熱下で引張り試験を行ったところ、表４の結果を
得た。
【００５１】
【表４】
【００５２】表４から明らかなように、ろう材８，９お
よび板状インサート５を用いたサンドイッチ状物１４
は、室温下および１５０℃の加熱下において、エポキシ
樹脂系接着剤を用いたサンドイッチ状物に比べて接合強
度が高く、またその接合強度は両環境下において殆ど変
わらず、さらにそのばらつきも小さい。エポキシ系接着
剤を用いたサンドイッチ状物は室温下における接合強度
が低い上にそのばらつきが大きく、また１５０℃の加熱
下ではその接合強度が室温下のそれの３分の１に低下す
る。
よび板状インサート５を用いたサンドイッチ状物１４
は、室温下および１５０℃の加熱下において、エポキシ
樹脂系接着剤を用いたサンドイッチ状物に比べて接合強
度が高く、またその接合強度は両環境下において殆ど変
わらず、さらにそのばらつきも小さい。エポキシ系接着
剤を用いたサンドイッチ状物は室温下における接合強度
が低い上にそのばらつきが大きく、また１５０℃の加熱
下ではその接合強度が室温下のそれの３分の１に低下す
る。
【００５３】ＮｄＦｅＢ系永久磁石２、ＳｍＣｏ系永久
磁石等の希土類元素を含む永久磁石の濡れ性の悪さは、
その結晶粒界に希土類元素濃度、この実施例ではＮｄ濃
度の高い相が存在していることに起因する。前記ろう材
８，９を用いた接合処理において、それらろう材８，９
は液相状態となっており、Ｎｄを主成分とするＮｄ70Ｃ
ｕ25Ａｌ5 合金より生じた液相は、高活性であると共に
前記結晶粒界に存するＮｄ濃度の高い相と主成分を共通
にすることからＮｄＦｅＢ系永久磁石２に対して優れた
濡れ性を発揮し、また前記高活性化に伴い鋼製ブロック
体３および板状インサート５に対する濡れ性も極めて良
好である。
磁石等の希土類元素を含む永久磁石の濡れ性の悪さは、
その結晶粒界に希土類元素濃度、この実施例ではＮｄ濃
度の高い相が存在していることに起因する。前記ろう材
８，９を用いた接合処理において、それらろう材８，９
は液相状態となっており、Ｎｄを主成分とするＮｄ70Ｃ
ｕ25Ａｌ5 合金より生じた液相は、高活性であると共に
前記結晶粒界に存するＮｄ濃度の高い相と主成分を共通
にすることからＮｄＦｅＢ系永久磁石２に対して優れた
濡れ性を発揮し、また前記高活性化に伴い鋼製ブロック
体３および板状インサート５に対する濡れ性も極めて良
好である。
【００５４】前記接合技術は、回転機としてのモータ用
ロータにおいて、そのロータ本体に対するＮｄＦｅＢ系
永久磁石２の接合に適用され、回転数が１００００rpm
以上である高速回転モータの実現を可能にするものであ
る。
ロータにおいて、そのロータ本体に対するＮｄＦｅＢ系
永久磁石２の接合に適用され、回転数が１００００rpm
以上である高速回転モータの実現を可能にするものであ
る。
【００５５】
【発明の効果】本発明によれば、前記のように特定され
た手段を採用することによって、熱膨脹率を異にする二
種の部材を強固に接合することができ、また熱膨脹率が
小さい方の部材が脆くても、冷却工程でその部材に割れ
が発生するのを回避することができる。
た手段を採用することによって、熱膨脹率を異にする二
種の部材を強固に接合することができ、また熱膨脹率が
小さい方の部材が脆くても、冷却工程でその部材に割れ
が発生するのを回避することができる。
【図１】接合体の一部拡大正面図である。
【図２】永久磁石、ろう材、板状インサートおよび鋼製
ブロック体の重ね合せ関係の一例を示す斜視図である。
ブロック体の重ね合せ関係の一例を示す斜視図である。
【図３】積層体の側面図である。
【図４】板状インサートの構造説明図である。
【図５】Ｃｕ−Ｎｄ系状態図である。
【図６】Ｎｄ70Ｃｕ25Ａｌ5 合金のＸ線回折図である。
【図７】温度と熱膨脹率との関係を示すグラフである。
【図８】永久磁石、ろう材、板状インサートおよび鋼製
ブロック体の重ね合せ関係の他例を示す斜視図である。
ブロック体の重ね合せ関係の他例を示す斜視図である。
【図９】サンドイッチ状物の斜視図である。
１ 接合体 ２ 永久磁石（第１部材） ３ 鋼製ブロック体（第２部材） ５ 板状インサート ６，７ 第１，第２の接合層 ８，９ 第１，第２のろう材 １０ 積層体 １１1 〜１１4 第１〜第４Ｆｅ−Ｎｉ合金板 ａ 一方の接合面 ｂ 他方の接合面 ｃ，ｄ 接合面
───────────────────────────────────────────────────── フロントページの続き (51)Int.Cl.6 識別記号 庁内整理番号 ＦＩ 技術表示箇所 Ｈ０２Ｋ 1/27 ５０１ Ｈ０２Ｋ 1/27 ５０１Ｇ ５０１Ｂ 15/03 15/03 Ｚ
Claims (5)
- 【請求項１】 第１部材（２）と、その第１部材（２）
よりも熱膨脹率が大きい第２部材（３）とを加熱下で接
合するに当り、板状インサート（５）であって、一方の
平坦面（ａ）側から他方の平坦面（ｂ）側に向って熱膨
脹率が小から大に変化し、且つ一方の平坦面（ａ）側の
熱膨脹率は前記第１部材（２）の熱膨脹率よりも大き
く、また他方の平坦面（ｂ）側の熱膨脹率は前記第２部
材（３）の熱膨脹率よりも小さいものを用意し、前記板
状インサート（５）において、前記一方の平坦面（ａ）
を前記第１部材（２）の接合面（ｃ）に向けると共にそ
れら平坦面（ａ）および接合面（ｃ）間に第１のろう材
（８）を介在させ、また前記他方の平坦面（ｂ）を前記
第２部材（３）の接合面（ｄ）に向けると共にそれら平
坦面（ｂ）および接合面（ｄ）間に第２のろう材（９）
を介在させて、第１部材（２）、第１のろう材（８）、
板状インサート（５）、第２のろう材（９）および第２
部材（３）よりなる積層体（１０）を作製し、次いで前
記積層体（１０）を加熱して前記第１部材（２）と前記
板状インサート（５）とを前記第１のろう材（８）より
なる第１の接合層（６）を介して接合し、また前記第２
部材（３）と前記板状インサート（５）とを前記第２の
ろう材（９）よりなる第２の接合層（７）を介して接合
することを特徴とする、熱膨脹率を異にする二種の部材
の加熱接合方法。 - 【請求項２】 前記第１部材（２）は希土類元素を含む
永久磁石であり、前記第２部材（３）はＦｅ合金よりな
り、前記第１，第２のろう材（８，９）は希土類元素系
合金よりなる、請求項１記載の熱膨脹率を異にする二種
の部材の加熱接合方法。 - 【請求項３】 前記板状インサート（５）は、複数のＦ
ｅ−Ｎｉ合金板（１１1 〜１１4 ）よりなるクラッド板
であり、各Ｆｅ−Ｎｉ合金板（１１1 〜１１ 4 ）におけ
るＮｉ含有量は前記第１部材（２）より離れるに従って
漸減している、請求項２記載の熱膨脹率を異にする二種
の部材の加熱接合方法。 - 【請求項４】 前記Ｎｉ含有量の最小値Ｎｉ（ｍｉｎ）
がＮｉ（ｍｉｎ）＝１０原子％であり、また最大値Ｎｉ
（ｍａｘ）がＮｉ（ｍａｘ）＝３６原子％である、請求
項３記載の熱膨脹率を異にする二種の部材の加熱接合方
法。 - 【請求項５】 前記第１，第２のろう材（８，９）にお
いて、希土類元素はＹ、Ｌａ、Ｃｅ、Ｐｒ、Ｎｄ、Ｓ
ｍ、Ｅｕ、Ｇｄ、Ｔｂ、Ｄｙ、Ｈｏ、Ｅｒ、Ｔｍ、Ｙｂ
およびＬｕから選択される少なくとも一種であり、合金
元素ＡＥはＣｕ、Ａｌ、Ｇａ、Ｃｏ、Ｆｅ、Ａｇ、Ｎ
ｉ、Ａｕ、Ｍｎ、Ｚｎ、Ｐｄ、Ｓｎ、Ｓｂ、Ｐｂ、Ｂ
ｉ、ＧｅおよびＩｎから選択される少なくとも一種であ
り、その合金元素ＡＥの含有量が５原子％≦ＡＥ≦５０
原子％である、請求項２，３または４記載の熱膨脹率を
異にする二種の部材の加熱接合方法。
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|---|---|---|---|
| JP16881195A JP3802586B2 (ja) | 1995-07-04 | 1995-07-04 | 熱膨脹率を異にする二種の部材の、ろう材を用いた加熱接合方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP16881195A JP3802586B2 (ja) | 1995-07-04 | 1995-07-04 | 熱膨脹率を異にする二種の部材の、ろう材を用いた加熱接合方法 |
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| JPH0919789A true JPH0919789A (ja) | 1997-01-21 |
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| JP16881195A Expired - Fee Related JP3802586B2 (ja) | 1995-07-04 | 1995-07-04 | 熱膨脹率を異にする二種の部材の、ろう材を用いた加熱接合方法 |
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| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JP3802586B2 (ja) |
Cited By (3)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002184620A (ja) * | 2000-12-19 | 2002-06-28 | Honda Motor Co Ltd | 希土類磁石装置 |
| GB2396751A (en) * | 2002-09-13 | 2004-06-30 | Honda Motor Co Ltd | Shaftless permanent magnet rotor |
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-
1995
- 1995-07-04 JP JP16881195A patent/JP3802586B2/ja not_active Expired - Fee Related
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| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| JP2002184620A (ja) * | 2000-12-19 | 2002-06-28 | Honda Motor Co Ltd | 希土類磁石装置 |
| GB2396751A (en) * | 2002-09-13 | 2004-06-30 | Honda Motor Co Ltd | Shaftless permanent magnet rotor |
| GB2396751B (en) * | 2002-09-13 | 2006-03-22 | Honda Motor Co Ltd | Permanent magnet rotor |
| US8721395B2 (en) | 2009-07-16 | 2014-05-13 | Saint-Gobain Abrasives, Inc. | Abrasive tool with flat and consistent surface topography for conditioning a CMP pad and method for making |
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