(57)【特許請求の範囲】
【請求項１】
工作機械の工具支持手段に着脱可能に支持された回転工具をワーク表面に挿入し、当該回転工具の回転で発生する摩擦熱によりワーク表面を溶融させることなく撹拌して改質する表面処理方法であって、
前記工具支持手段には複数の回転工具が支持され、
前記ワークの表面処理領域を前記複数の回転工具のうちの一つの回転工具により撹拌し、
前記回転工具を前記ワークのバリを除去するバリ除去工具に変更し、
前記表面処理領域を前記バリ除去工具により処理し、
次の回転工具による処理において、前記バリ除去工具による処理後に直前に使用された回転工具とは異なる回転工具を選択して、回転工具による処理を実行する
ことを特徴とする表面処理方法。
【請求項２】
工作機械の工具支持手段に着脱可能に支持された回転工具をワーク表面に挿入し、当該回転工具の回転で発生する摩擦熱によりワーク表面を溶融させることなく撹拌して改質する表面処理装置であって、
前記工具支持手段には複数の回転工具が支持され、
前記ワークの表面処理領域を前記回転工具により撹拌する回転工具駆動手段と、
前記回転工具又は前記ワークのバリを除去するバリ除去工具を選択する工具変更手段と、
前記表面処理領域を前記バリ除去工具により処理するバリ除去工具駆動手段とを具備しており、
前記回転工具駆動手段が前記ワークの表面処理領域を前記複数の回転工具のうちのひとつの回転工具により撹拌した後、
前記工具変更手段が前記バリ除去工具を選択し、
その後に前記バリ除去工具駆動手段が前記表面処理領域を前記バリ除去工具により処理し、
次の回転工具による処理において、前記工具変更手段が前記バリ除去工具による処理後に直前に使用された回転工具とは異なる回転工具を選択して、前記回転工具駆動手段が回転工具による処理を実行する
ことを特徴とする表面処理装置。
【発明の詳細な説明】
【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、例えばアルミニウム合金鋳物の表面処理方法、表面処理装置に関する。
【０００２】
【従来の技術】
特開平１０−１８３３１６号公報には、シリンダヘッドのシリンダブロックに対する合わせ面などの鋳物の表面処理において、先端のショルダ部に突出部を設けた回転工具を回転させながら押し込んで、熱により非溶融の状態で撹拌する表面処理方法が開示されている。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
単一の回転工具を用いて連続的に摩擦撹拌による表面処理を行う場合、表面処理設備の実稼動率が高くなるほど、ワークと回転工具との摩擦によって生じた熱が回転工具に蓄積されやすくなり、工具自体や工具を取り付ける主軸の熱膨張量が増大して、ワーク表面に対する突出部の位置が変化する。
【０００４】
この変化の影響により、ＮＣ制御データは同一であるにもかかわらず、回転工具のワーク表面に対する押し込み量は冷間時よりも温間時の方が大きくなる。この結果、表面改質領域の深さにバラツキを生じさせると共に、内部未充填欠陥の発生に影響を及ぼしてしまう。
【０００５】
本発明は、上記課題に鑑みてなされ、その目的は、同一の工作機械を用いて摩擦撹拌処理とバリ除去加工とが行え、回転工具の熱膨張による処理深さのバラツキを抑え、未充填欠陥を防止できる表面処理方法、表面処理装置を提供することである。
【０００６】
【課題を解決するための手段】
上述の課題を解決し、目的を達成するために、本発明の表面処理方法は、工作機械の工具支持手段に着脱可能に支持された回転工具をワーク表面に挿入し、当該回転工具の回転で発生する摩擦熱によりワーク表面を溶融させることなく撹拌して改質する表面処理方法であって、前記工具支持手段には複数の回転工具が支持され、前記ワークの表面処理領域を前記複数の回転工具のうちの一つの回転工具により撹拌し、前記回転工具を前記ワークのバリを除去するバリ除去工具に変更し、前記表面処理領域を前記バリ除去工具により処理し、次の回転工具による処理において、前記バリ除去工具による処理後に直前に使用された回転工具とは異なる回転工具を選択して、回転工具による処理を実行する。
【０００７】
本発明の表面処理装置は、工作機械の工具支持手段に着脱可能に支持された回転工具をワーク表面に挿入し、当該回転工具の回転で発生する摩擦熱によりワーク表面を溶融させることなく撹拌して改質する表面処理装置であって、前記工具支持手段には複数の回転工具が支持され、前記ワークの表面処理領域を前記回転工具により撹拌する回転工具駆動手段と、前記回転工具又は前記ワークのバリを除去するバリ除去工具を選択する工具変更手段と、前記表面処理領域を前記バリ除去工具により処理するバリ除去工具駆動手段とを具備しており、前記回転工具駆動手段が前記ワークの表面処理領域を前記複数の回転工具のうちのひとつの回転工具により撹拌した後、前記工具変更手段が前記バリ除去工具を選択し、その後に前記バリ除去工具駆動手段が前記表面処理領域を前記バリ除去工具により処理し、次の回転工具による処理において、前記工具変更手段が前記バリ除去工具による処理後に直前に使用された回転工具とは異なる回転工具を選択して、前記回転工具駆動手段が回転工具による処理を実行する。
【０００８】
【発明の効果】
以上説明のように、請求項１、２の発明によれば、工作機械の工具支持手段に着脱可能に支持された回転工具をワーク表面に挿入して摩擦撹拌により表面処理する際に、ワークの表面処理領域を回転工具により撹拌し、回転工具をワークのバリを除去するバリ除去工具に変更し、表面処理領域をバリ除去工具により処理することにより、同一の工作機械を用いて摩擦撹拌処理とバリ除去加工とが行え、回転工具の熱膨張による処理深さのバラツキを抑え、未充填欠陥を防止できる。
【０００９】
請求項２の発明によれば、回転工具を複数有し、バリ除去工具による処理後に直前に使用された回転工具とは異なる回転工具を選択することにより、直前に使用された回転工具に十分に冷却期間を与えることができる。
【００１０】
【発明の実施の形態】
以下に、本発明の実施の形態について、添付図面を参照して詳細に説明する。
【００１１】
尚、以下に説明する実施の形態は、本発明の実現手段としての一例であり、本発明は、その趣旨を逸脱しない範囲で下記実施形態を修正又は変形したものに適用可能である。
【００１２】
図１は、本発明に係る実施形態の表面処理方法を実施するための摩擦撹拌装置の概略図である。図２は、図１の回転工具付近の拡大図である。図３は、回転工具の先端部位の詳細図である。
【００１３】
本実施形態の摩擦撹拌による表面処理は、被表面処理部材（以下、ワーク）の一例としてアルミニウム合金鋳物を対象としており、特に自動車のシリンダヘッドに形成される隣り合うポート間（弁間部）やピストン、ブレーキディスク等の熱疲労強度向上を目的とした表面改質処理に用いられ、大気中でアルミニウム合金鋳物の表面改質領域を摩擦熱により溶融させることなく撹拌させることにより、金属組織の微細化や共晶シリコン（Ｓｉ）粒子の均一分散化、鋳造欠陥の減少を図り、熱疲労（低サイクル疲労）寿命や伸び、耐衝撃性等の材料特性において従来のリメルト処理以上のものを得ることができる。
【００１４】
ここで、溶融しないで撹拌する状態とは、母材に含有される各成分或いは共晶化合物の中で最も融点が低いものよりもさらに低い温度下で摩擦熱により金属を軟化させて撹拌することを意味する。
【００１５】
図１乃至図３に示すように、摩擦撹拌装置１は、円柱状軸体の一端部の平面なショルダ部３に、当該ショルダ部３より小径の外周表面にねじ山が形成された非消耗型突出部２が一体形成又は装着された回転工具４と、この回転工具４を回転させて突出部２を回転駆動させつつ、ワークの表面改質領域に対して突出部２を挿入してショルダ部３でワーク表面を押圧しながら相対的に移動させる工具駆動手段５と、ワークを位置決め保持する治具（不図示）を備える。
【００１６】
工具駆動手段５としては、モータ等により回転工具４が回転可能で、かつ送りネジ機構やロボットアーム等により回転工具４を上下左右のあらゆる方向に移動可能な装置であって、回転工具４の回転数、送り速度及び押圧力（処理深さ）を可変制御可能なものが用いられる。他の工具駆動手段５の形態としては、後述するマシニングセンタなどの工作機械の主軸に回転工具４を回転可能に軸支すると共に、回転工具４に対してワークを相対的に上下方向や左右方向に２次元又は３次元的に移動させてもよい。
【００１７】
突出部２と回転工具４のショルダ部３とは、アルミニウム合金よりも硬度の高い工具鋼やステンレス鋼などの鋼材からなり、突出部２の形状が、所定ピッチのねじ山状に形成されている。
【００１８】
本実施形態では、図４に示すように、被表面処理部材としてＪＩＳで規格化されたアルミニウム合金であるＡＣ４Ｄを一例として用いるが、アルミニウム合金のマグネシウム（Ｍｇ）含有率として０．２〜１．５重量％、シリコン（Ｓｉ）含有率として１〜２４重量％、好ましくは４〜１３重量％の範囲で組成比率を変更可能である。他にＡＣ４Ｂ，ＡＣ２Ｂ、ピストンに用いるＡＣ８Ａ等も利用できる。シリコン含有率の上限を２４％に設定する理由は、それ以上シリコンを増加しても材料特性や鋳造性が飽和すると共に、撹拌性が悪化するからである。
【００１９】
マグネシウムを含有するアルミニウム合金鋳物は、熱処理によりＭｇ2Ｓｉを析出させて強度が高まる。ところが、リメルト処理のように溶融させて金属組織を微細化させる場合には、低融点（６５０℃）のマグネシウムが蒸発して含有量が低下することがある。そして、マグネシウム含有量が低下すると熱処理を施しても硬さや強度が低下して所望の材料特性が得られないことになる。
【００２０】
一方、摩擦撹拌による表面処理では、金属組織を溶融させないのでマグネシウムが蒸発することもないため、アルミニウム合金鋳物は熱処理によりＭｇ2Ｓｉを析出させて強度が高められるのである。
【００２１】
アルミニウム合金にシリコンを添加することにより、鋳造性（溶湯の流動性、引け特性、耐熱間割れ性）は向上するが、共晶シリコンが一種の欠陥として作用して機械的特性（伸び）が低下する。
【００２２】
共晶シリコンは硬くて脆く、亀裂発生の起点や伝播経路となるため伸びが低下する。また、弁間部のように繰り返し熱応力を受ける部位ではその疲労寿命が低下する。そして、金属組織ではデンドライトに沿って共晶シリコンが連なった形態を呈しているが、共晶シリコンを微細化し、均一に分散させることによって応力集中による亀裂の発生と、発生した亀裂の伝播を抑制することが可能となる。
【００２３】
図５（ａ）は突出部長さに応じた処理深さを示す図であり、図５（ｂ）は突出部長さＰＬを示す図であり、図５（ｃ）は最大処理深さＤｍａｘを示す図である。図６は、回転工具の回転数及び送り速度に応じた処理深さを示す図である。
【００２４】
本実施形態では、突出部長さＰＬを要求深さの８０〜９０％に設定する。要求深さは突出部長さの１．１〜１．２倍となり、（０）〜１０ｍｍ程度まで設定可能である。また、図５（ａ）に示すように、最大処理深さＤｍａｘは突出部長さＰＬに比例（突出部長さの１．１〜１．２倍）して大きくなり、最大処理幅も突出部径に比例して大きくなる。また、図５（ｂ）に示すように、最大処理深さＤｍａｘは突出部長さＰＬで決まり、回転数や送り速度による影響は少ないと言える。更に、図６に例示するリメルト処理による最大処理深さに比べてばらつきは小さくなって信頼性を高めることができる。
【００２５】
図７は、本実施形態の摩擦撹拌による表面処理を施す仕上げ加工前のディーゼルエンジン用シリンダヘッド素材のポート付近の基本形状を示す図である。図８は、図７のＩ−Ｉ断面図である。図９は、本実施形態の摩擦撹拌による表面処理を施す仕上げ加工前のディーゼルエンジン用シリンダヘッド素材のポート付近の特徴的な形状を示す図である。図１０は、図９のＩＩ−ＩＩ断面図である。
【００２６】
両側面にポート開口部が存在する弁間部１６は、エンジンの燃焼による体積膨張と冷却による体積収縮とを繰り返すことから、熱疲労による亀裂が発生しやすい。このため、弁間部１６を摩擦撹拌により表面処理して金属組織の微細化と鋳巣面積率の低減とを実現することで、熱疲労による亀裂の発生や伝播に対する耐力が増大して熱疲労強度の向上を図ることができる。
【００２７】
しかしながら、弁間部１６はポート開口部１４，１５の存在によりワーク剛性が低く、回転工具４の押圧力と回転モーメントによって開口部１４，１５側面の母材組織は鉛直及び水平方向に塑性変形し、ポート開口部１４，１５の形状が変化してしまう。
【００２８】
ポート開口部１４，１５の形状が変化すると、摩擦撹拌によって塑性流動した材料もポート開口部側に移動して突出部２の排気ポート開口部１５側に充填される材料が減少して表面改質領域内部に移動軌跡Ｑに沿ってトンネル状の未充填欠陥が発生しやすくなる。
【００２９】
図７及び図８に示すように、表面改質領域は、回転工具４のショルダ部３の輪郭と移動軌跡Ｑで示した吸気ポート開口部１４間から排気ポート開口部１５間、及び吸気ポート開口部１４と排気ポート開口部１５の間に設定されている。また、回転工具４のショルダ部３が表面処理工程の全域においてワーク表面に接触するように、表面改質領域に隣接するポート開口部１４，１５の縁部１４ａ，１４ｂ，１５ａ，１５ｂの形状が回転工具４の移動軌跡に沿って線形に形成されている。
【００３０】
このように、ポート開口部１４，１５の縁部１４ａ，１４ｂ，１５ａ，１５ｂを線形に形成することで見かけ上の弁間部１６の幅は表面改質領域の全域に亘って同一となってるが、図８に示すように弁間部１６の断面形状（肉厚）は機械加工されない部位のポート形状の制約によって排気ポート開口部１５よりも吸気ポート開口部１４の肉厚が小さくなっている。この断面形状差に伴うワーク剛性の差異に起因して、回転工具４の押し込みによる母材組織の鉛直方向の塑性変形と、回転モーメントによる水平方向の塑性変形とは、排気ポート開口部１５よりも吸気ポート開口部１４に起こり易くなる。
【００３１】
この結果、摩擦撹拌による表面処理により塑性流動した材料は、母材が変形した吸気ポート開口部１４側に充填されやすくなり、突出部２の排気ポート開口部１５側に充填される材料が減少して表面改質領域内部に移動軌跡Ｑに沿ってトンネル状の未充填欠陥が発生しやすくなる。
【００３２】
この未充填欠陥は、通常、回転工具４の移動軌跡Ｑに沿ってトンネル状に発生し、母材の鋳巣よりも面積（体積）が大きくなるため、熱疲労による亀裂の発生や伝播に対する耐力が増大して、所望の熱疲労強度が得られなくなる。
【００３３】
そこで、本実施形態では、図７及び図８に示すポートを基本形状として、図９及び図１０に示すように、吸気ポート開口部１４に幅４ｍｍ、高さ５ｍｍ程度の移動軌跡Ｑに直交する２つの梁１７，１８を、この開口部１４の素材の軟化による変形を阻止する余肉部として形成している。
【００３４】
梁１７，１８は、ワーク鋳造型に梁を形成する転写部位を設け、この型が上位に配置されてワーク鋳造時に同時に形成される。従って、製造工程を増加することなく梁１７，１８を形成することができる。
【００３５】
この梁１７，１８の存在により、吸気ポート開口部１４の側面は水平方向の変形抵抗が大幅に増加すると共に、片持ち梁構造が両持ち梁構造になるために鉛直方向の変形抵抗も増加して、ポート開口部の変形とこの変形に伴う未充填欠陥の発生を抑えることができる。
【００３６】
また、これら梁１７，１８は、仕上げ加工において上記線形形状部と共に除去されるために吸気効率に対する弊害は発生しない。
【００３７】
尚、上記例では、ワーク剛性の比較的低い吸気ポート開口部１４にのみ梁を設けたが、ポート形状に応じて排気ポート開口部１５に設けてもよい。また、梁１７，１８の幅や高さについても、ポート開口部の肉厚などを考慮して必要に応じて寸法を変更したり、直交形状ではなくＴ字状に形成してもよい。
【００３８】
更に、仕上げ加工での生産性低下に対する影響が少ないのであれば、ワーク鋳造時においてポート開口部を完全に塞いだ形状にしたり、図７に示すポート開口部径φ１を小さくして仕上げ後のポート内径φ２に対してφ１≦φ２／２を満たす形状にしてもよく、この場合には、ポート開口部の形状が円形で直線部分がないため変形が少なくできる。
【００３９】
［シリンダヘッドの製造方法］
次に、本実施形態によるディーゼルエンジン用シリンダヘッドの製造工程について説明する。
【００４０】
図１１は、本実施形態のディーゼルエンジン用シリンダヘッドの製造工程を説明するフローチャートである。
【００４１】
図１１に示すように、ステップＳ１では中間体としてのシリンダヘッドをアルミニウム合金から鋳造する。ステップＳ２では、鋳物を鋳造型から取り出して湯口を削除する。ステップＳ３では、鋳造型から取り出した鋳物に砂出しを主目的としたＴ６熱処理を施す。ステップＳ４では、鋳物の弁間部に摩擦撹拌により表面処理を施す。ステップＳ５では、鋳物に再度Ｔ６熱処理を施して硬さや強度を増加する。ステップＳ６では、仕上げ加工を施す。
【００４２】
［摩擦撹拌による表面処理］
次に、図１１のステップＳ４での摩擦撹拌処理ついて説明する。
【００４３】
摩擦撹拌による表面処理では、処理終了部位に突出部形状が転写された終端穴が残存するが、後工程で穴あけ加工を施す部位を終端穴位置とすれば終端穴が残るのを回避することができる。ところが、突出部径は後加工穴径以下にする必要があり、ワークの加工形状仕様や表面処理仕様によっては回転工具４の移動軌跡Ｑを互いにオフセットさせながら往復移動させて２回以上処理する必要がある。
【００４４】
このとき、図７乃至図１０で説明したように弁間部１６の断面形状（肉厚）は機械加工されない部位のポート形状の制約によって排気ポート開口部１５よりも吸気ポート開口部１４の肉厚が小さくなっている。この断面形状差に伴うワーク剛性の差異に起因して、回転工具４の押し込みによる母材組織の鉛直方向の塑性変形と、回転モーメントによる水平方向の塑性変形とは、排気ポート開口部１５よりも吸気ポート開口部１４に起こり易くなる。
【００４５】
そして、２回目の復路の処理領域は１回目の往路の処理による摩擦熱が伝導するため温度上昇に伴いヤング率が低下して変形しやすく、後工程での加工取りしろが増大すると共に、変形量が過剰になると変形した方向に材料の流動が促進されるため、変形した方向とは反対側に充填される材料が減少して表面改質領域内部に移動軌跡Ｑに沿ってトンネル状の未充填欠陥が発生しやすくなる。
【００４６】
そこで、本実施形態では、弁間部の形状に起因した剛性の高い部位（排気ポート開口部側）を２回目の復路の処理領域に設定して温度上昇によるヤング率低下の弊害を低減し、変形量の低減及び未充填欠陥の発生防止を図っている。
【００４７】
図１３に示すように、２回目の復路の処理経路Ｐ２をワーク剛性の低い部位（吸気ポート開口部１４側）に設定すると、ワーク剛性の高い部位の排気ポート開口部１５はもとの形状を維持しているのに対して、ワーク剛性の低い部位は大きく変形し、この変形による材料の流動により表面改質領域内部に未充填欠陥が発生してしまう。
【００４８】
一方、図１２に示すように、２回目の復路の処理経路Ｐ２をワーク剛性の高い部位の排気ポート開口部１５側に設定すると、ワーク剛性の高い部位も低い部位も共にポート開口部１４，１５はもとの形状を概ね維持し、表面改質領域内部での未充填欠陥の発生も抑制できるのである。
【００４９】
本実施形態のような突出部２を持つ回転工具４を用いた表面処理の欠点は、処理経路の終点に突出部２の終端穴が残ってしまうところにある。更に、処理始点においても欠陥が生じやすく、これを解決するために、始点を通過するように処理経路を設定する。また、シリンダヘッドなどのボルトの穴あけ加工が後工程で施される鋳物の表面を処理する場合には、穴あけ加工における穴径より小径の突出部を用いて、処理経路の終点を穴あけ加工を施す位置に設定する。これにより、製品に終端穴が残らないようにできる。
【００５０】
図１４は、本実施形態の摩擦撹拌処理を用いた直列多気筒のディーゼルエンジンのシリンダヘッドの表面処理について説明する図である。
【００５１】
図１４に示すように、シリンダヘッド素材Ｈは、複数の気筒に対応して一対の吸気ポート開口部１４と、一対の排気ポート開口部１５と、不図示のシリンダブロックに締結するため複数のテンションボルト穴２１とを有する。ここで、吸気ポート開口部１４は吸気量をかせぐためになるべく大きくしたいという要求があるため、隣り合う吸気ポート間は狭くなり、薄肉になる。
【００５２】
そこで、本実施形態では、処理経路例として、１つの気筒に対して互いに対向する排気ポート開口部１５及び吸気ポート開口部１４の対の間を通るようにシリンダヘッド素材Ｈの長手方向の一端部から他端部に向かって連続処理してテンションボルト穴２１を終点とする第１往路パスＱ１と、シリンダヘッド素材Ｈの他端部で折り返して第１往路パスＱ１とは反対方向にオフセットして並列に排気ポート開口部１５及び吸気ポート開口部１４の対の間を通るようにシリンダヘッド素材Ｈの長手方向の他端部から一端部に向かって連続処理してテンションボルト穴２１を終点とする第１復路パスＱ２と、この第１復路パスＱ２の処理後、この第１復路パスＱ２への折り返し位置に隣接する気筒から互いに対向する一対の排気ポート１５と一対の吸気ポート１４の間を往復しながら順次処理してテンションボルト穴２１を終点とする第２往復パスＱ３〜Ｑ６とを経て、シリンダヘッド素材Ｈの表面を回転工具の熱により溶融させることなく撹拌して改質する。
【００５３】
第２往復パスＱ３〜Ｑ６は、ワーク剛性の低い部位である吸気ポート開口部１４側にオフセットした処理経路を往路とし、ワーク剛性の高い部位である排気ポート開口部１５側にオフセットした経路を復路として連続した往復経路となり、往路と復路の各処理領域がオーバラップしている。
【００５４】
この第２往復パスＱ３〜Ｑ６のように、２回目の復路の処理経路をワーク剛性の高い部位である排気ポート開口部１５側に設定することで、ワーク剛性の高い部位はもちろんのこと、ワーク剛性の低い吸気ポート開口部にも変形は発生せず、表面改質領域内部での未充填欠陥の発生も抑制できる。
【００５５】
上記シリンダヘッドの表面処理では、回転工具の回転数を７００〜１１００ｒｐｍ、送り速度を４００〜５５０ｍｍ／ｍｉｎ、突出部長さを５〜６ｍｍ、突出部径７±１ｍｍ、ショルダ部径１５±１ｍｍとして、第１パスと第２パスとの処理幅の合計が素材の弁間部幅−２ｍｍ以下となるように設定するのが望ましい。尚、突出部径とショルダ部径とは、２≦ショルダ部／突出部＜４として各寸法を設定する。また、ショルダ部の素材処理表面に対する押し込み量は、０．３ｍｍ以上に設定する。
【００５６】
［工具駆動手段としての工作機械］
単一の回転工具を用いて連続的に摩擦撹拌による表面処理を行う場合、表面処理設備の実稼動率が高くなるほど、ワークと回転工具との摩擦によって生じた熱が回転工具に蓄積されやすくなり、工具自体や工具を取り付ける主軸の熱膨張量が増大して、ワーク表面に対する突出部の位置が変化する。
【００５７】
この変化の影響により、ＮＣ制御データは同一であるにもかかわらず、回転工具のワーク表面に対する押し込み量は冷間時よりも温間時の方が大きくなる。この結果、表面改質領域の深さにバラツキを生じさせると共に、内部未充填欠陥の発生に影響を及ぼしてしまう。
【００５８】
一方、摩擦撹拌による表面処理の場合、回転工具のショルダ部をワーク表面に押し付けながら移動させるために、ショルダ部の外周縁部に対応してワーク表面にバリが発生するため、このバリを取り除くバリ除去加工も必要となる。
【００５９】
そこで、本実施形態では、ツールチェンジャを有する工作機械を用いて、若しくは工作機械にツールチェンジャを設けて、このツールチェンジャに同形状の回転工具を少なくとも２本保持させると共に、バリ除去工具を少なくとも１本保持させ、バリ除去工具による処理後に直前に使用された回転工具とは異なる回転工具を選択するようにして、摩擦撹拌による表面処理とこの表面処理によって発生するバリ除去加工とを交互に実行する。
【００６０】
この方法によって、回転工具１本あたりの待機時間はバリ除去加工時間から表面処理時間×回転工具保持数だけ延長でき、その待機時間の間に回転工具の温度を低下できるので、工具自体や主軸の熱膨張に伴う表面改質領域の深さのバラツキを抑えることができる。
【００６１】
図１５は、工具駆動手段としての工作機械の概略正面図である。
【００６２】
図１５に示すように、工作機械１００は、回転工具４やバリ除去工具Ｔを着脱可能に支持するツールチェンジャ１０１と、ＮＣ制御プログラムに従って回転工具４又はバリ除去工具Ｔを選択して工具中心軸まわりに回転すると共に、上下方向に移動可能な主軸１０２と、工具に対向してワークを保持すると共に、ワークを工具に対して相対的に２次元的に移動させるＸＹテーブル１０３とを備え、不図示のコントローラに格納されたＮＣ制御プログラムに従って数値制御される。ワークは、ＸＹテーブル１０３に対して加工基準穴２２（図１４参照）で位置決めされて保持される。
【００６３】
本実施形態の第１処理例としては、ツールチェンジャ１０１に同形状の５本の回転工具４Ａ−４Ｅ、１本のバリ除去工具としてのフライスカッターＴ１とを保持させ、ワーク１個あたりの処理時間は約６分で、その内訳は、ワーク交換に１分２０秒、表面処理に４分、バリ除去加工に１分２０秒とし、最初の回転工具４Ａを使用した後、図１６に示す手順にて工具を順次交換して連続的に３１個のワークを処理している。
【００６４】
尚、ツールチェンジャ１０１に取り付ける回転工具本数としては、ある回転工具を使用した後、その回転工具を次に使用するまでの時間が少なくとも２０分以上あって、十分冷却できる時間が好ましい。
【００６５】
そして、最初の回転工具４Ａを使用して処理した１個目、１１個目，２１個目，３１個目の夫々のワークについて処理開始直前に温度計を用いて直接回転工具の表面温度を測定した。
【００６６】
また、本実施形態の第２処理例としては、ツールチェンジャ１０１に各々１本の回転工具４とフライスカッターＴ１とを保持させ、ワーク１個あたりの処理時間やその内訳は第１処理例と同一条件として、図１７に示す手順にて交互に工具を交換して連続的に３１個のワークを処理している。
【００６７】
同様に、最初の回転工具４Ａを使用して処理した１個目、１１個目，２１個目，３１個目の夫々のワークについて処理開始直前に温度計を用いて直接回転工具の表面温度を測定した。
【００６８】
図１８は、第１処理例及び第２処理例による３１個目の連続処理が終了した後の１個目、１１個目，２１個目，３１個目の各ワークについて測定した温度及び処理深さを示し、第１処理例によるといずれのワークについても処理深さが略一定であり内部未充填欠陥も発生せず、回転工具の表面温度も大きく変化せず良好な結果が得られた。
【００６９】
一方、第２処理例では、１個目から１１個目，１１個目から２１個目での回転工具の表面温度が急激に上昇し、それに伴って処理深さも次第に大きくなり２１個目と３１個目のワークに内部未充填欠陥が発生していた。
【００７０】
上記第１処理例のように、回転工具１本あたりの処理時間をワーク１個あたりの処理時間×回転工具数（約３０分）とし、回転工具の実質的な待機時間を約６分確保した場合には、回転工具に蓄積された摩擦熱が待機時間内に放熱され、ワーク１１個目以降は略一定の温度となっており、処理深さのバラツキ幅も０．１５ｍｍであるが工具温度や累積処理数との相関関係は認められない。
【００７１】
これに対して、第２処理例では、回転工具の待機時間が約２分しかないため、回転工具に蓄積された摩擦熱が放熱される前に次の処理が開始されることになり、累積処理数が２１個目に達するまでの間は時間の経過とともに工具の表面温度と処理深さが増加する傾向にある。処理深さが時間経過とともに増加するのは、熱膨張によって工具の押し込み量が増加したためであり、２１個目と３１個目にのみ未充填欠陥が発生したのも熱膨張によって工具の押し込み量が増加したためである。
【００７２】
尚、第２処理例の場合には、第１処理例と同じ条件では良好な結果を得ることができないが、回転工具の移動軌跡が長く（処理時間が長く）、要求される処理深さが大きく、且つ表面改質領域でのワーク肉厚が大きい場合には、有効な処理手順になり得る。また、送風などにより回転工具を強制的に冷却してもよい。
【００７３】
［他の処理例］
上記ツールチェンジャによる表面処理以外の他の処理例として、摩擦撹拌による表面処理開始直前に温度センサなどを用いて回転工具の表面温度を測定し、或いはタッチセンサなどを用いて回転工具の熱膨張量を測定して、これら測定値に応じて回転工具の押し込み量を補正したり、予め複数のＮＣ制御プログラムを用意しておき、ワークごとの測定値に対応した適切なＮＣ制御プログラムを選択して表面処理を実行してもよい。
【００７４】
この方法によって、回転工具が摩擦熱により熱膨張した場合でも、工具押し込み量は略一定になるよう制御でき、表面改質領域の深さのバラツキや内部未充填欠陥の発生を抑えることができる。
【００７５】
具体的な処理例としては、ワーク１つあたりの処理時間は約７分で、その内訳は、（ｉ）ワーク交換に１分２０秒、（ｉｉ）回転工具の表面温度測定に１分１０秒、（ｉｉｉ）回転工具の熱膨張量測定に３０秒、（ｉｖ）表面処理に４分とし、（ｉ）→（ｉｖ）の順番での処理手順とする。
【００７６】
そして、上記（ｉｉ）の表面温度測定は、図１９に示す回転工具４のショルダ部３外周側面の軸方向中央部３ａを測定部位として接触温度計などを用いて行う。また、（ｉｉｉ）の回転工具４の熱膨張量測定は、図１９に示す回転工具４のショルダ部３外周側面に形成された段差部３ｂの変位量を測定部位としてダイヤルゲージなどを用いて行う。段差部３ｂは、回転工具４の先端部に可能な限り近く且つワーク内部に挿入されない部位を研削加工して形成される。回転工具４の突出部２先端やショルダ部３端面を測定部位にしていないのは、これらの部位は表面処理によって撹拌された材料が付着し、熱膨張量に材料の膜厚が付加された値が測定されてしまうからである。
【００７７】
図２０は、上記処理手順による１０個のワークを１本の回転工具にて連続的に処理した時の工具の表面温度及び熱膨張による工具位置計測データを示し、累積処理数の増加に伴い回転工具の表面温度が上昇すると共に、温度上昇によって工具が熱膨張して軸方向に伸びていることがわかる。従って、同一のＮＣ制御プログラムならば、回転工具の熱膨張によって工具の押し込み量が変化し、結果として、処理深さにバラツキが生じると共に、内部未充填欠陥が発生することになる。
【００７８】
上記結果に基づき、（１）回転工具を工作機械の主軸に取り付け、摩擦撹拌による表面処理開始直前に熱膨張量測定部位の鉛直方向位置をタッチセンサなどを用いて測定し、この測定値に応じて工具の押し込み量を補正或いは適切なＮＣ制御プログラムを選択・変更して工具の押し込み量を一定に制御する。
【００７９】
（２）図２０に示した工具の表面温度と熱膨張量の間には、下記関数式に示される相関関係が認められることにより、工具の熱膨張量の代用特性として工具の表面温度を表面処理開始前に測定し、この測定値に応じて工具の押し込み量を補正或いは適切なＮＣ制御プログラムを選択・変更して工具の押し込み量を一定に制御する。
【００８０】
（ΔＴ−Ｔ）×α×Ｌ＝ΔＬ
但し、Ｔ：回転工具の初期表面温度、ΔＴ：回転工具の温度上昇後の表面温度、Ｌ：回転工具の初期長さ、ΔＬ：温度ΔＴ上昇後（熱膨張後）の回転工具の長さ、α：回転工具の線膨張係数
尚、図２０に示した工具の表面温度と熱膨張量の間には、相関係数Ｒ≒０．９７５の相関関係が認められるので、工具の熱膨張量の代用特性として工具の表面温度を表面処理開始前に測定し、この測定値と相関係数に応じて工具の押し込み量を補正或いは適切なＮＣ制御プログラムを選択・変更して工具の押し込み量を一定に制御してもよい。
【００８１】
上記（１）又は（２）のいずれか一方、又は両方を併用することで、回転工具の温度上昇に起因して工具や工作機械の主軸が熱膨張しても、処理深さを安定させることができる。
【００８２】
［表面処理部材の欠陥検査方法］
表面改質領域に発生する欠陥は、一般に人間の目視観察によって検出しているが、欠陥の大きさが小さくなると目視での検出が困難になる。また、本実施形態のような摩擦撹拌による表面処理の場合、ワーク表面にバリが発生するためにバリに覆われた部分の欠陥を目視で検出するのは一層困難になる。
【００８３】
そこで、本実施形態では、摩擦撹拌による表面処理中において、電力計や周波数測定器などを用いて工作機械の主軸電力波形をモニタし、パソコンなどの演算機器によって回転工具がワーク表面に接触しワーク表面から引き抜かれるまでの消費電力量を演算し、或いは表面処理開始前のワーク表面温度を温度センサなどにより予め測定する。
【００８４】
そして、処理直後にワーク温度と消費電力量との関係をパソコンなどを用いて解析し、消費電力量が異常に高い値を示した時には欠陥発生とみなして警告を発する。
【００８５】
具体的には、所定寸法（例えば、長さ１５０ｍｍ×幅３５ｍｍ×厚さ２０ｍｍの）のアルミニウム合金製鋳物をワークとして用い、回転工具をＮＣ工作機械の主軸に取り付け、ワーク表面に対して回転工具の移動軌跡が１００ｍｍとなるように、図２１に示す処理条件に従って摩擦撹拌による表面処理を実行する。
【００８６】
また、上記条件で連続して処理を行うと、発生する摩擦熱がワークを保持する治具に伝わり次のワークに治具の熱が伝導してしまうため、表面処理開始直前のワークの表面温度を接触温度計などで測定する。
【００８７】
また、主軸モータへの電力の供給ラインに電力計を取り付け、この測定値をパソコンに転送するように構成して、図２２に示す主軸電力波形が得られる。更に、予め主軸空転時（無負荷時）の消費電力量を演算しておき、その値を基準値として主軸電力波形を積分することで表面処理に要した主軸消費電力量を演算する。
【００８８】
図２３は、ワークごとの表面処理開始前のワーク表面温度の測定値と主軸消費電力量の関係を示し、別途目視にて表面改質領域の欠陥を検査したところ、図中６２．２℃−１１３．１８ＫＷｓの位置に対応するワークに欠陥が認められた。
【００８９】
そこで、上記目視による検査結果と図２４に示す結果との間に相関関係があるか確認すると、図２４に示すようにワーク表面温度に比べて消費電力量が高めの値を示したワークの測定結果との間に高い相関関係が認められる。
【００９０】
従って、上記図２４のワーク温度と主軸消費電力量との間の略線形な相関関係を用いて、ワーク温度と消費電力量の各測定値が、予め決められた閾値を超えている場合に、該当する処理でのワークには欠陥が発生しているとみなして警告を発することにより、目視による工数を省くことができ、組立ライン上においてオンラインによる遠隔操作にてワークの良否を判定できることになる。
【図面の簡単な説明】
【図１】本発明に係る実施形態の表面処理方法を実施するための摩擦撹拌装置の概略図である。
【図２】図１の回転工具付近の拡大図である。
【図３】回転工具の先端部位の詳細図である。
【図４】本実施形態のアルミニウム合金の成分比率を示す図である。
【図５】（ａ）は先端ピン長さに応じた処理深さを示す図、（ｂ）は先端ピン長さＰＬを示す図、（ｃ）は最大処理深さＤｍａｘを示す図である。
【図６】ピン状工具の回転数及び送り速度に応じた処理深さを示す図である。
【図７】本実施形態の摩擦撹拌による表面処理を施す仕上げ加工前のディーゼルエンジン用シリンダヘッド素材のポート付近の基本形状を示す図である。
【図８】図７のＩ−Ｉ断面図である。
【図９】本実施形態の摩擦撹拌による表面処理を施す仕上げ加工前のディーゼルエンジン用シリンダヘッド素材のポート付近の特徴的な形状を示す図である。
【図１０】図９のＩＩ−ＩＩ断面図である。
【図１１】本実施形態のディーゼルエンジン用シリンダヘッドの製造工程を説明するフローチャートである。
【図１２】本実施形態の表面処理例を示す弁間部の断面図である。
【図１３】本実施形態の表面処理に対する比較例を示す弁間部の断面図である。
【図１４】本実施形態の摩擦撹拌処理を用いた直列多気筒のディーゼルエンジンのシリンダヘッドの表面処理について説明する図である。
【図１５】工具駆動手段としての工作機械の概略正面図である。
【図１６】ツールチェンジャによる表面処理の第１処理例を説明する図である。
【図１７】ツールチェンジャによる表面処理の第２処理例を説明する図である。
【図１８】第１処理例と第２処理例における工具温度と処理深さとを経時的に比較した図である。
【図１９】回転工具の温度測定部位と位置測定部位とを示す図である。
【図２０】１０個のワークを１本の回転工具にて連続的に処理した時の工具の表面温度及び熱膨張による工具位置計測データを示す図である。
【図２１】摩擦撹拌による表面処理条件を示す図である。
【図２２】摩擦撹拌による表面処理時の主軸電力波形を示す図である。
【図２３】摩擦撹拌処理後の目視による欠陥検査結果を示す図である。
【図２４】摩擦撹拌処理直前のワーク温度と主軸電力波形の積分値との相関関係を示す図である。
【符号の説明】
１  摩擦撹拌装置
２  突出部
３  ショルダ部
４  回転工具
５  工具駆動手段
１４  吸気ポート開口部
１５  排気ポート開口部
１６  弁間部
１７，１８  梁
Ｈ  シリンダヘッド素材
【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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