摩擦攪拌異材接合における高度塑性流動制御による高強度接合体の創製
豊橋技術科学大学 機械工学系
准教授 安井 利明（2019 年度 一般研究開発助成 AF-2019023-B3）
キーワード：摩擦攪拌接合，異材接合，塑性流動，可視化，内部応力，光弾性法

１．研究の目的と背景る重要な因子である内部応力状態については実験的に可輸送機器の軽量化のため，鉄鋼材料(Fe)とアルミニウム視化が行えていない．そこで，内部応力分布を可視化手法合金(Al)を適材適所で組み合わせて用いるマルチマテリとして光弾性法に注目し，FSW 中の内部応力分布測定へアル構造が注目されている

1,2)．摩擦攪拌接合(FSW)を用いの適用を検討した．

ることにより Fe/Al 接合は可能であるが，接合ツール形状

本研究では高度な塑性流動制御による高強度接合体のや接合ツール回転速度，接合速度等の接合条件が入熱量，創製を目指し，接合ツール形状による FSW 中の接合界面

材料流動，応力場等の接合体の内部状態を変化させて接合構造や内部応力状態への影響を明らかにすることを目的

品質に影響を与える．図１に FSW による Fe/Al の突合せ接とした．まず，接合界面構造を明らかにするため X 線 CT合の模式図を示す．接合ツールの回転・移動方向に対して法による接合界面構造の内部状態観察を行った．次に，Fe 材が前進側(AS)，Al 材が後退側(RS)になるように接合

FSW 中の内部応力状態を明らかにするために光弾性法とツールのプローブを接合界面近傍で回転・移動させると共数値解析により内部応力分布を調査した．なお，本研究でにプローブ側面で Fe 材表面を僅かに削るオフセット量をは，接合ツールのプローブ挿入過程での内部応力状態につ与えることで，Fe 材表面の酸化膜を除去して新生面を創いてプローブ形状の与える影響を比較検討した．

出して高い接合強度が得られることが明らかにされている 3-5)．この時，塑性流動が活発でないプローブ底部での２．実験方法

欠陥生成を抑制するため，プローブ底部への塑性流動を誘2・1 X 線 CT 法による接合界面構造観察

起するねじ形状のプローブが利用される 6-8)．このねじ形

FSW による Fe/Al 突合せ接合体の接合界面構造を調査す状のプローブにより接合部の Fe 材の接合界面に接合方向るために X 線 CT 法による接合体内部状態の観察を行った．と平行な線状痕が形成されより高い接合強度が得られる

接合実験では，200×60×t6 mm の S45C と A6063 を被接合ことが明らかにされているが，線状痕の形成機構は明らか材とし，  20 mm のショルダ部とプローブ部からなる接合でない 9)．

ツールを用いた．プローブには図２に示すストレート形状

FSW では接合ツールによる未溶融の材料流動（塑性流（ 5 mm）とねじ形状（M5×0.8-LH）の２種類を使用し，動）により接合界面で材料の混合・接合が促進されるため，ショルダ面からの突き出し長さを 4 mm とした．接合条件

接合体内部の塑性流動が重要であり，その流動状態を明らは過去の報告 6-9)を参考に接合ツール回転速度 2000 mm-1，

かにするために様々な可視化が行われている

7,8,10,11)．図 1

接合速度 500 mm/min，オフセット量 0.1 mm とした．観察に示す FSW による Fe/Al の突合せ接合においても，温度場には，マイクロフォーカス X 線 CT システム（Shimadzu,や材料流動の可視化が進められているが，接合界面構造のinspeXio SMX-225FPD HR Plus）を用い，接合体の撮像条形成や接合後の残留応力などを通して接合強度に関係す

件は管電圧 190 kV，管電流 70 μA とした．撮像データを取得後，ボリュームレンダリング（VR)法による３次元画AS (Fe)像処理を行い，Fe と Al の X 線透過率の差を用いて Fe/Al

回転方向

接合部突合せ接合体の Fe のみを表示することで接合界面の３次オフセット量突合せ面元構造(VR 像)と任意断面（スライス像）の画像を得た．

接合方向

攪拌部①RS (Al)

回転方向

接合ツール
ショルダープローブ
接合部

接合方向

回転方向

接合方向

①②

①②
AS (Fe)RS (Al)突合せ面

図１ FSW による Fe/Al 突合せ接合

オフセット量図２ プローブ形状（左：ストレート，右：ねじ）2・2

光弾性法による FSW 中の内部応力分布同じとした．さらに解析モデルの簡略化のためオフセット

光弾性法は，透明なガラスや樹脂などの物体に外力を加量は 0 mm とした．本研究では接合ツール挿入時の応力分えた時に現れる干渉縞を利用して応力やひずみを測定す

布の数値解析を行い，光弾性法による実験結果と比較検討る方法であり，透明樹脂でできたモデル（模型）で応力分した．

布を可視化するモデル実験として利用されている．しかし，
FSW 中の内部応力分布の測定に使用された報告はこれまでない．そこで本研究では，FSW による Fe/Al 突合せ接合

３．実験結果と考察
3・1

接合界面構造観察結果

中の接合界面近傍での内部応力分布を明らかにするため

FSW による Fe/Al 突合せ接合では，プローブ側面で削ら光弾性法によるモデル実験を実施した．図３に光弾性実験れた Fe 材表面が与接合界面近傍に分散することが明らかの模式図を示す．本実験では，被接合材として透明にされている 8)．Fe/Al 突合せ接合では，プローブ形状でPVC(20×20×t25 mm)を 2 枚突合せて設置し，片方の PVC接合強度が異なることから，プローブ側面で削られた Feにのみプローブを挿入することで FSW による Fe/Al 突合せ材の接合界面構造が接合強度に影響していると考えられ接合を模擬した．面光源からの光を偏光子と 1/4 波長板をる 9)．そこで，異なるプローブ形状で得られた接合体を X通して PVC に入射し，PVC を挟んで対向する位置で偏光子線 CT 法で撮像し，A6063 を透過させて得られた接合界面と 1/4 波長板を通して得られた明暗の干渉縞の変化をカ近傍の S45C 切片および S45C 接合界面構造の VR 像を図５,メラで撮像した．干渉縞から応力を求めるため，接合ツー６に示す．

ルを回転させずに被接合材の表面に接触させ，その時の荷図５にストレート形状のプローブを用いた場合の S45C

重を被接合材の下部に設置した切削動力計で測定するこ接合界面を RS から観察した結果を示す．接合界面の S45Cとで干渉縞の１縞次数あたりの応力を求める校正実験をはプローブとの接触により削られ，その S45C 切片が Al実施した．FSW は，2・1 と同じ接合ツールを使用し，接合の塑性流動により接合界面近傍に分散する．図５(a)は RS

条件は過去の報告 7,10)を参考に接合ツール回転速度 1000から見た S45C の接合界面であり，図５(b)はその接合界面-1mm とした．今回の実験では接合ツールの被接合材への挿を接合方向側より見たものである．S45C の接合界面近傍入時の応力分布について調査し，接合ツールの被接合材へにはプローブにより削られた S45C 切片が分散している．の挿入速度を 100 mm/min とした．

図５(a)に示すように S45C の大きな切片は，接合面からの深さ 1.4～3.9 mm の間に集中して分散している．図５(b)
接合ツール

偏光光源部

偏光撮像部に示すように，その切片群の下の S45C 接合界面には，切片が残存していない平坦な面が形成されているのが確認できる．これは，ストレート形状のプローブ側面により接合界面の S45C が均一に削られて新生面を創出し，その面PVC

Polarizer Lens Camera¼Wave Plate

図３ 光弾性法による FSW 中の内部応力分布観察
2・3で接合部が形成されたと考えられる．
接合方向

接合面

プローブ接触部Light Lens Polarizer¼Wave Plate

数値解析による FSW 中の内部応力分布

光弾性法による応力分布観察結果の妥当性を調査するため，有限要素法を用いて FSW による Fe/Al 突合せ接合の数値解析を行った．被接合材の S45C/A6063 を剛塑性体と接合裏面接合面3mm(a)(b)し，計算負荷軽減のために解析エリアを 30×15×t6 mm

図５ ストレート形状における X 線 CT 撮像結果の領域とした（図４）．また，接合ツールは剛体とし，接(a)RS からの観察像, (b)接合方向からの観察像

合ツールおよび接合条件は 2・1 の接合体内部状態観察と図６にねじ形状のプローブを用いた場合の S45C 接合界面を RS から観察した結果を示す．ねじ形状でもストレート形状と同様に S45C 接合界面の上方の接合界面近傍にプローブにより削られた S45C 切片が分散している．S45C 切片は接合面から深さは 2.8～4.1 mm の間に集中し分散しており，ストレート形状とは異なりプローブ底部付近に密集している．ねじ形状を用いることで材料流動が下方向へ強い塑性流動が誘起されたと考えられる．また，S45C 切片
図４ FSW の数値解析モデルの大きさは，ねじ形状の方が比較的小さい．ねじ形状ではねじ山の頂部しか S45C と接触しないため，S45C の切片の量が小さく細かくなったと考えられる．図６(b)に示すより縞次数から応力分布を求めることができる．そこで，校うに，S45C 切片群の下の S45C 接合界面には，S45C 切片が正実験として，荷重測定を行いながら無回転でストレート残存していない波状の接合界面が形成されている．これは，形状プローブの端面を押し付けて干渉縞を観察すること

ねじ形状により接合界面の S45C の一部が削られて新生面により，１縞次数あたりの応力n を求めた．図８(a)にプが創出され，その面で接合部が形成されたと考えられる．

ローブ接触時（荷重 0.864 kN，縞次数 6），図８(b)にプロ接合部の接合面からの深さは，ストレート形状の場合と異ーブ 1mm 挿入時（荷重 6.77 kN，縞次数 46）に得られた干なりねじ形状ではやや浅くなっていた．これは，プローブ渉縞の観察結果を示す．両条件での１縞次数あたりの応力製作時にねじ先端部で面取り加工を行っているため，先端に大きな差はなく，両者の平均値より本実験での１縞次数部でのねじ山径が部分的に小さくなり，S45C 接合界面にあたりの応力n が 7.40 MPa と求められた．

ねじ山の頂部が接触していないためである．
Probe

Probe

接合裏面

プローブ接触部

接合方向

接合面

接合面

3mm

(a)

(b)

(a)

(b)

図６ねじ形状における X 線 CT 撮像結果

図８ 光弾性校正実験結果(a)RS からの観察像, (b)接合方向からの観察像(a)プローブ接触時, (b)プローブ 1mm 挿入時

ねじ形状の場合の接合界面構造を詳しく調べるため，図図９にストレート形状のプローブを深さ 4mm まで押し６の接合体の中央部を切り出して X 線 CT 撮像を行った．

込んだ時点での接合体内部応力分布について(a)光弾性実得られた RS の接合体裏面方向から見た接合界面の VR 像を

験と(b)数値解析で得られた結果を示す．図９(a)の光弾性

図７(a)に示す．また，接合界面でのスライス像を図７(b)実験の結果における等色線は内部応力差を示しており，等に示す．VR 像では，切片の下の接合界面に接合方向と平色線が密であるほど応力が大きいことを示している．プロ行な線状痕が矢印で示す位置で 4 本確認できる．この線状ーブ真下部の位置では等色線が密になり白く濁っている

痕は，スライス像においても矢印で示す色の濃い箇所とし状態となったことから，プローブ真下において内部応力がて観察されており，この部分で S45C 接合界面が深く削ら最大となった．また，プローブの押込みと共にプローブのれていることを示している．各線状痕の間隔は 0.8 mm 程

右下角部で応力集中が発生するが，押し込んだ時点でプロ度でねじ形状のねじピッチと等しく，各線状痕の深さはそーブ側面と接触している接合界面の応力分布（破線部）はれぞれ約 0.1 mm と接合条件のオフセット量とほぼ一致し深さ方向に均等であり，校正実験の結果から約 110 MPaた．しかし，線状痕は接合方向と平行であることから，ねの応力が負荷されていた．図９(b)の数値解析の結果でもじ山の頂点の S45C の接触点の回転移動に伴ってできる溝

プローブ側面と接触している接合界面の応力分布（破線とは異なる形状であり，この線状痕の生成によりねじ形状部）は深さ方向に均等であり，分布形状は光弾性実験の結において高い接合強度が得られたものと考えられる 9)．

果と一致した．なお，数値解析では，被接合材として S45Cと A6063 を用いため，応力の絶対値は異なる．

接合方向6mm6mm3mm(a)

PVC(Fe)PVC(Al)(b)

図７ ねじ形状における接合界面構造(a) VR 像, (b)スライス像

(a)

AlFe

Stress(MPa)(b)図９ ストレート形状における応力分布（a）光弾性実験, (b)数値解析

3・2

FSW 中の内部応力分布

光弾性法では，応力と干渉縞の縞次数 n は比例関係にある．このため，１縞次数あたりの応力を求めることによ

図１０にねじ形状のプローブを深さ 4 mm まで押し込んだ時点での接合体内部応力分布について(a)光弾性実験と(b) 数値解析で得られた結果を示す．接合界面右側の

PVC(Fe)は，約 3 mm の深さの位置で等色線が上下ではっきストレート形状では均一であるが，ねじ形状のプりと分かれ，接合界面のプローブ根元角部（上矢印部）とローブではねじ根元角部とねじ先端角部で高い応プローブ先端角部（下矢印部）で応力集中が発生した．プ力を示すことが明らかとなった．

ローブ根元角部では等色線が密となり応力の値を求める謝ことはできなかったが，プローブ先端角部においては約辞96 MPa の応力が負荷されていた．図１０(b)の数値解析の本研究は，公益財団法人天田財団一般研究開発助成

結果においてもプローブ根元角部（上矢印部）とプローブ（AF-2019023-B3）および豊橋技術科学大学教育研究基盤

先端角部（下矢印部）で応力集中が発生しており，両者のセンターの支援により実施されました．

結果は一致した．ねじ形状のプローブの回転によりプロー

参考文献

ブ先端方向への塑性流動が誘起されるが，プローブ根元角部での流動方向の変化や入熱が低いプローブ先端角部へ

1） 安井利明：表面技術, 72 (2021), 649.の流入により応力集中が発生したものと考えられる．

2） 安井利明：軽金属, 71 (2021), 222.
3） 福本昌宏・椿正己・下田陽一朗・安井利明：溶接学会論文集, 22 (2004), 309.
4） 安井利明・下田陽一朗・椿正己・石井貴之・福本昌
宏：溶接学会論文集, 23 (2005), 469.
5） 安井利明・下田陽一朗・石井貴之・椿正己・福本昌

6mm

6mm

宏：溶接学会論文集, 25 (2007), 426.
PVC(Al)PVC(Fe)(a)

AlFeStress(MPa)(b)

図１０ ねじ形状における応力分布（a）光弾性実験, (b)数値解析
数値解析結果との比較から光弾性法を用いた FSW のモデル実験により接合中の内部応力分布の測定が可能であることが明らかにされた．また，プローブ側面と接触する接合界面に発生する内部応力分布は，ストレート形状では均一だが，ねじ形状ではねじ根元角部とねじ先端角部で高い応力をもつ分布を示した．しかし，接合界面での最大応力はストレート形状がねじ形状と比べて高い応力であった．

6） Y.Shimoda ・ M.Tsubaki, T.Yasui ・ M.Fukumoto ・T.Fijita・J.Osawa：STEEL RESEARCH INTERNATIONAL,
81 (2010), 1108.
7） Y.Shimoda・M.Tsubaki, T.Yasui・M.Fukumoto：溶接学会論文集, 29 (2011), 114s.
8） 安井利明, 石田將, 福本昌宏：軽金属, 64 (2014),604.
9） 安井利明・今井新・福本昌宏：軽金属溶接, 58 (2020),
12.
10） T.Yasui ・ Y.Ogura ・ X.Hullin ・ F.Farrah Najwa ・D.Sugimoto ・ A.Ito ・ M.Fukumoto ： Proc. JSME 2020
Conference on Leading Edge Manufacturing/Materialsand Processing (LEMP2020),(2020).
11） 安井利明：ぷらすとす, 5-58 (2022), 661.

４．結言
接合ツール形状による FSW 中の内部応力状態の影響を明らかにすることを目的とし，接合界面構造の調査と接合時の接合界面での内部応力分布の観察を行った．以下に得られた結果を示す．
（1） X 線 CT 法による接合界面構造観察により，ストレート形状のプローブでは平坦な S45C 接合界面が形成されているが，ねじ形状のプローブでは接合方向に平行な 4 本の線状痕をもつ S45C 接合界面が形成されていることを明らかにした．
（2） 透明 PVC を用いた FSW の光弾性実験により，接合中の内部応力分布の測定が可能であった．また，光弾性実験と有限要素法を用いた数値解析結果との比較から内部応力分布の傾向は両者で一致することが示された．
（3） プローブ側面と接触する接合界面の応力分布は，