Report
超微細アルミニウム合金板材を用いた
超微細アルミニウム合金板材を用いた 摩擦撹拌接合による高継手効率継手の開発
摩擦撹拌接合による高継手効率継手の開発

写真位置 
削除しないでください

青木*
青木孝史朗孝史朗

K. Aoki
１．まえがきを使用し，当研究室が所有する低摩擦型せん断加工機を用

現代社会を支えている様々な乗物においては時代と共いて (&$3 加工を行った．(&$3 加工の条件は，室温で，曲に軽量化の試みが続いている．軽量化により燃費改善や消がり角度が °（ 回当りの相当ひずみが約 ），ラムス

費電力減少等，多くのメリットが期待されるのは周知のとピード PPV で，ルート $（各 SDVV 間で材料の向きをおりである．この実現の  つの手段として構造用素材を高変えない加工法）で繰り返して SDVV 材 SDVV  (&$3 加強度化することが挙げられ，部材の減量に貢献する様々な

工回数 を製作した．SDVV 材は十分に結晶粒が微細化さ手法が試みられている．

れており，接合時の流動性が向上したために )6: を行う上
では，より低い熱量でも欠陥が発生しにいと予想された．

高強度材料を創成する方法の  つとして，繰り返しせん
断変形加工 (&$3：(TXDO&KDQQHO$QJXODU3UHVVLQJ

この (&$3 材についてのレーザー顕微鏡による組織観察のによる超微細組織材の生成・活用が挙げられる．これは素材

結果を図１に示す．

にせん断変形を与えることで結晶粒を微細化し，ホール・

ペッチ則に従って強度を向上させる方法である．しかしこの方法では材料の寸法が金型の大きさに依存するため，大

寸法の (&$3 材を作ることは困難となる．よって (&$3 材を



基に製品製造への応用を考えた場合，部材を接合し寸法を

拡大する手法が考えられる．



超微細組織材同士の接合を考えた場合，接合時の発熱で

図１ (&$3 加工を３3DVV 施した $7 板材の断面に超微細組織を破壊しないことが求められる．過去，本研究おける組織写真 D 板材左側， E 中央部， F 板材右側

室では棒材の (&$3 加工を行い，これに適応した固相接合

である摩擦圧接の研究を行った．その結果 (&$3 材は熱に(&$3 加工後，フライス盤による機械加工により，幅よる影響を受けやすい事がわかり，加工時における入熱量E PP．長さ K PP，厚さを接合ツールの形状に合せを最小限に抑える事で，高い継手強度を達成することがでて，)6: 用の素材を作製した．)6: は，ツールと呼ばれる

きた ．一方，本研究室では板材の (&$3 加工も行えるよ

棒状の工具を高速で回転させながら金属接合部に接触さうになっており，これも棒材と同様に固相接合による材料

せて，材料との摩擦熱を発生させ，その熱により軟化した寸法の拡大を試みることを着想した．素材が板材であるこ部分を撹拌し，金属を塑性流動化させて接合する方法  でとから板材に適した摩擦撹拌接合 )6:：)ULFWLRQ 6WLU

ある．このとき，接合された試験片を継手と呼ぶ．

:HOGLQJを採用した．

この素材に対しては，摩擦撹拌接合機 日立設備エンジ

本研究では (&$3 したアルミニウム合金板の )6: おける
最適な条件を調査・検討することを目的とする．数値目標

ニアリング株式会社 6++ を使用した．実際に使用したツールや接合条件については後述する．

としては通常のアルミニウム合金の溶接継手の継手効率 既存ツールを用いた継手効率と接合条件の関係

継手効率＝継手の引張強さ母材の引張強さ が  と 実験条件および評価方法

いうことから，この研究における接合でも同様に 以上

まず既存の接合用ツール（ 種類）を用い，(&$3 材の材の値を目標とした．

料特性と接合条件の違いが継手特性にどのような影響を

与えるのか調査した．具体的にはショルダ径の寸法をパラ２． 系アルミニウム合金に対する試み

メータとして接合への影響を調査した．ツールの各部名称を図２に示す．使用したツールの寸法等は，ツール①はシ 使用素材と実験装置
まず，本研究室にて巨大ひずみ加工を長年行ってきたョルダ径が PP，プローブ長が PP，プローブ径と形状

 系アルミニウムを素材として研究を開始した．供試が 0（ネジあり），ツール②はショルダ径 PP，プローブ

材は断面形状が ×PP のアルミニウム合金 $7 材

長 PP，プローブ径と形状 0（ネジあり）であった．

* 芝浦工業大学

工学部・機械機能工学科教授- 16 -



ショルダ径














プローブ形状
プローブ長


プローブ径



図２ )6: 用ツール形状の各部名称








接合条件は，ツール回転数が USP，押込み量がPP，保持時間を V として固定し，接合速度を 

PPPLQ の  条件で行った．製作した継手に対し，



ビッカース硬さ [HV]

接合中心部からの距離 [mm]図４ 各継手の板厚中央・接合部中央からの硬度分布

引張試験，硬さ試験，組織観察を行い，特性評価を行った．
 結果と考察

接合部近傍を光学顕微鏡で組織観察した．図５にそれぞれのツールにおける接合速度 PPPLQ の時の接合箇所の応力－ひずみ線図を図３に示す．

全体の写真を示す．逆八の字形に明るく見える，ツールで

強く撹拌された撹拌部と，その外側に暗く見える撹拌と熱

の影響を受けている熱加工影響部がある．図５ D と E で

これを比較するとショルダの大きい E の方が，撹拌部がより大きい事が分かる．また， D を見ると矢印で示した



撹拌部の下部に，欠陥が発生している事が分かる．引張試

公称応力 [MPa]

接合部が平行部となる様に，評点間距離を PP とした板形状の試験片を切り出し，引張試験を行った．条件ごと

験ではこの欠陥から破断が進展していった為に大きく伸びが低下したと考えられる．


















公称ひずみ



図３ (&$33DVV 後の母材および )6: で接合した



継手の公称応力公称ひずみ線図


図５ 接合速度 PPPLQ で接合した継手断面の光学

顕微鏡写真， D ツール①使用， E ツール②使用

ツール②において接合速度 PPPLQ で接合した継手

が最も強く，引張強さが 03D で継手効率が となった． E と G で比較すると伸びが大きく異なることが分か

この接合条件では，母材に比べ引張強さとビッカース硬る．これはショルダ径の違いにより軟化領域の範囲が変化

さが大きく低下していた．これは，加工による入熱の影響したと考えられる．また， E と F ， G と H で比較するが大きいと考えられる．ショルダの大きさにより入熱量がと，接合距離当りの回転数が減少したことで，欠陥が発生変化し，軟化領域もそれに応じて変化する．接合速度を速しやすくなったことでより早期に破断したと考えられる．

めると入熱量を減らすことができるが，今回の条件では引厚さ方向において中央，幅方向において接合部中心から張強さは変化せず欠陥が発生する事となった．

左右に PP の範囲でビッカース硬さを測定した．条件ご軟化していることから，この条件において入熱は充分以とのビッカース硬さの分布を図４に示す．全体を通して 8上であり，撹拌に伴う材料流動は充分であったはずである．

字形に軟化の度合いが変化しており，中心つまり撹拌部が以上の結果より，少ない入熱量においても欠陥が発生しに最も軟化している．また，ショルダ径の小さい方が，軟化

くい形状を持つツールを設計することとなった．具体的に領域が小さいことが分かる．また引張試験と同様に，入熱は，ショルダ径を小さく，プローブ径を小さくする事で入量が最も少ないツール①で接合速度 PPPLQ の結果が，熱を減少させ，プローブ長を接合する板厚に合せて伸ばす，

最小硬さが大きい値となった．

という方針でツール形状の設計を行った．

一般に )6: の接合部は撹拌によるひずみの導入により 接合時の入熱における軟化挙動

硬化すると云われている  が，その傾向は，(&$3 材を用い 実験（その ）および結果と考察

た継手においては確認できなかった．

前述の結果より入熱量の低減および接合状態の健全化- 17 -

を目的に，ショルダ径が PP・プローブ径が 0・プローブ

一定とした．接合後，)6: 後の撹拌部に対して，組織観察長が PP となる形状のツールを製作し接合実験を行っを行い欠陥の有無を確認した．また，これまで行った接合

た．接合条件は，ツール回転数 USP，保持時間 V，押条件からいくつか選んだ撹拌部の組織写真を用いて母材し込み量 PP とし，入熱量を最も変化させやすい因子部と撹拌部の平均結晶粒径を求積法より算出し，その比較である接合速度を PPPLQ の間で変化させた．接合を行った．
接合の結果，今までと同様に撹拌部下に欠陥が生じた．

後，継手を切断して接合部の状態を確認した．

更に USP まで回転速度を下げて接合を試みたが，今度入熱量の減少と接合部の健全化を目標としたが，撹拌部は接合不良となってしまった．

下に欠陥が発生した．これから引張強さを測定し継手効率を求めた．測定時には欠陥を除去し，実際に接合された部

母材部と撹拌部の平均結晶粒径を表１に示す．これより分における強度を求めた．だが，欠陥除去した状態におい母材部に比べ撹拌部周辺の平均結晶粒径は大きくなってても撹拌部の硬度低下が起きていることが原因で継手効いることが分かる．以上から接合部下部の欠陥と接合部の率は に留まった．撹拌部下に欠陥が生じた写真を図６

大幅な硬度低下といった  つの軟化挙動が生じたことかに，欠陥除去した状態の継手効率の一例を図７に示す．

ら接合部は入熱過多になっていたことが分かった．

表１ 各ツール回転数で接合した継手における母材および接合部の平均結晶粒径

ツール回転数>USP@

図６ 接合速度 PPPLQ で接合した継手断面の

光学顕微鏡写真

















ツールの回転を下げると接合不良が生じる．そこで撹拌量だけを減少させる事を目的に，プローブ形状としてネジのないツールで接合を試みた．
 プローブ形状による入熱の影響

次にショルダ径 PP・プローブ長  PP・プローブ径PP のネジなしツールを作製し，ツール回転数 ，






軟化を抑えるために入熱量を下げなければならないが，継手効率 [%]

接合部
粒径>P@













接合速度
母材部
>PPPLQ@ 粒径>P@USP，接合速度 PPPLQ，押し込み量 PP，保持

ツール回転速度 [mm/min]

時間 VHF で )6: を行った．

図７ 接合速度を変化させた継手における継手効率

)6: 後の接合部に対して，接合部の断面観察を行った．



また，接合部のビッカース硬さと結晶粒径の測定を行って欠陥が発生する原因について検討を行った．)6: におけ

接合部の組織変化を調べ，ネジ有無による影響を調査した．

る欠陥には異常欠陥と呼ばれるものがある．これはツール

図８にツール回転数 USP でネジありとネジなしの回転速度が速いため接合部下部では塑性流動が活発に生場合それぞれの条件で )6: を行った接合部断面のマクロじ，一方接合部上部では比較的緩やかであり，結果的に塑

組織写真を示す．図８に示すようにツール回転数 USP

性流動の差から欠肉として欠陥が生じると考えられている  ．これまでの実験結果から撹拌部の硬度が (&$33DVV
後の硬度ではなく供試材である $7 の硬度よりも低下していることから，撹拌部にはかなりの入熱があると判断できる．そこで欠陥発生の原因を入熱過多に伴う撹拌の不安定状態であると予想した．この予想が正しければ，撹
拌部の結晶粒径が母材よりも粗大化する事になる．そこで，同じツールを用いて接合条件を変えて入熱を減らした検証実験を行った．
 実験 その ）および結果と考察
上述の考えを基に，接合条件は前報の条件よりツール回
転速度を遅くして )6: を行った．接合条件はツール回転数において接合部下部に小さな欠陥が発生したが，ネジあり
ツール使用時よりも大幅に欠陥が抑制できていることが分かる（図８ E の赤丸部）．これより，ネジなしツールによって材料の流動と入熱を減らせたといえる．









を USP より下げて  および USP とし，保持時

図８ ツール回転数 USP で接合した継手断面の間 V，押し込み量 PP は変えず，接合速度は PPPLQ

光学顕微鏡写真， D ネジあり， E ネジなしの場合

- 18 -

図９に接合部付近のビッカース硬さの分布状況をカラを減らし，材料への熱の影響をいかに抑えるのかが非常にーマップで示す．この図より，ネジなしツールの方が硬度重要であることが判明した．また接合時の入熱によってを維持できている範囲が広いことが分かる．しかし，接合(&$3 加工前の $7 の硬度よりも低下している事実を部はネジあり，ネジなし共に母材より硬度が大きく低下し鑑みると，入熱を接合可能な下限に抑えたとしても素材にていることが分かる．

おける析出硬化の効果は消失し，高い継手効率を示す継手

の生成は困難であると言えた．そこで析出硬化を用いない



合金系の素材で試みることが有効であると考え， 系

に変わり  系アルミニウム合金板について，同様の試

みを行うこととした．







３． 系アルミニウム合金に対する試み 使用素材と実験装置



供試材は $7 材と同じく断面形状が ×PP のア

ルミニウム合金 $+ 材を使用した．低摩擦型せん断
図９ 図８に対応した硬度分状態， D ネジあり，

加工機により (&$3 加工をルート $ で  回行い，SDVV 材

E ネジなしの場合を製作した．引張強さは受入材で 03D，SDVV 材で03D である．その後，機械加工により，幅 E PP．
また接合部付近の試験片表面に熱電対を数カ所貼り付

長さ K PP，厚さ  ㎜に整えて )6: 用素材とした．大学

けて温度測定を行い，)6: 中の温度の推定を行った．結果の都合で  系の時に利用していた )6: 専用機が使えなとして，ネジありツールでは約 ～℃，ネジなしツくなったため，汎用フライス盤を改造して )6: を行った．

ールは約 ～℃と予想され，ネジなしツールではネ

図１１に示すように接合試験片の敷板表面の接合部付近

ジありより温度上昇を抑えられたことも確認できた．

に . 型熱電対を配置した．

6(0(%6' により ,3) マップを取得し結晶粒径を測定した．図１０に母材，ネジありとネジなしツール使用時の接

合部における ,3) マップと平均結晶粒径を示す．





























図１１ (&$3 した $ 板材の )6: 用試験片形状と

測温用熱電対の配置







 系の実験においてネジなしツールの方が入熱は少

ないという結果が得られていたが， 系では撹拌力が不足し接合欠陥が発生して接合できないことが分かった．



そこで  系素材に対して使用するツールは撹拌能力を増加させるため ）にネジあり（逆ネジ）とした．具体的に

図１０ 6(0(%6' による ,3) マップ表示を利用した結晶

はショルダ径  ㎜・プローブ系 0・プローブ長  ㎜を組織と測定した平均結晶粒径， D 母材部， E ネジありツ$ ツール，ショルダ径  ㎜・プローブ系 0・プローブ長ールを使用した接合部， F ネジなしツールを使用した接 ㎜を % ツールとして用いた．

合部

装置とツールが変わったため， 系用の接合条件を 系の実験結果と比較させるために以下の式 ）を用い


これよりネジなしツール使用時の接合部の結晶粒径はて入熱量の計算を行い，接合可能な入熱量の検討を行った．
𝑄𝑄[𝑊𝑊]＝ 4⁄3 ∙ 𝜋𝜋 2 𝜇𝜇𝑃𝑃𝑃𝑃𝑅𝑅3 

ネジありツール使用時とほぼ同等の大きさとなり，母材より結晶粒径が粗大化したことが分かる．よって今回の実験

ここでμはツールと母材の摩擦係数，3>3D@はツールと母でも接合部の結晶粒の粗大化を抑制することができなか

材の接触面圧，1>USP@はツール回転数，5>P@はツールのシった．

ョルダ径である．この式により約 : 程度で欠陥のない

以上のことから，(&$3 材同士の )6: では接合時の入熱接合が可能であると考えられた．これからツール $ で- 19 -

USP・PPPLQ の接合条件を基準として始め，回転数・送り速度を変化させた．押込量，保持時間は  系の時と同じくそれぞれ  ㎜，V とした．
本式を適用する際，μや 3 については別の実験系で取得した値や  系素材を扱っていた時の値を用いた．故に，
この実験に於ける値としては信頼性が乏しいと言わざるを得なかった．そこで本式の利用は最初の実験条件を定める目安程度に留め，入熱量は実測することとした．
具体的には，接合に用いるフライス盤の主軸用  相モーターの電源ラインに割り込む形で  相電力計を設置し，接合時の消費電力を計測する．この消費電力からフライス盤の無負荷時アイドリング時の消費電力を差し引くことで，)6: 時の試験片への入熱量を算出することとした．
フライス盤での )6: では加工中の冷却操作が継手強度

表２ 接合条件などを変化させた時の入熱量・継手効率
継手
平均
回転数
送り速度
冷却
効率
ツール
入熱
[rpm]
[mm/min] 条件
[%]
[W]
A
1240
300
A
2357
62.5
A
1240
300
B
2350
64.2
A
660
300
A
1731
71.8
A
660
300
B
1808
70.8
A
460
120
A
1429
74.2
A
460
120
B
1520
73.6
B
1240
300
A
1836
69.8
B
1240
300
B
1956
70.0
B
916
300
A
1649
71.9
B
916
300
B
1831
72.4

なかったいくつかの条件において目標である を超える継手が得られた．なお，ツール % の USP・PPPLQに影響することが予備実験で判明した．そこで冷却操作をの条件ではプローブが折れたため，USP 未満の実験は行わない条件をＡ，)6: 時に圧縮空気を吹き付けて冷却す

行わなかった．
入熱量と継手効率の関係を図１３に示す．今回の実験系

る条件をＢとした．
 結果と考察（継手の機械的性質）

においてはツールの種類に依らず入熱と継手効率には一基準としたツールＡで USP・PPPLQ の接合条件定の相関が確認され，入熱の抑制に伴い継手効率が向上すで冷却条件を変化させ，試験片温度と測定した入熱の変化ることが示された．また今回の実験系では入熱の下限値はを図１２に示す．

: 程度であることも分かった．

400

300



200



100

温度[Deg]



-100



-200



-300



-400



0

ツールA 1240RPM 300mm/min
試験片温度

0

10

20

入熱

経過時間[sec]

4800
4500
4200
3900
3600
3300
3000
2700
2400
30 2100
1800
1500
1200
900
600
300
0






入熱[W]








B3温度
B3入熱



図１２ 基準接合条件下における試験片温度と測定入熱






A1温度
A1入熱

A2温度
A2入熱

A3温度
A3入熱

B1温度
B1入熱

B2温度
B2入熱


図１３ 入熱量と継手効率の関係

量（図中 $ と % は冷却条件，続く数字は試行回数を示す）



試験片の裏面にて熱電対で計測した温度に関しては，予接合部断面の板厚中心位置でビッカース硬さにより硬備実験結果とは異なり全ての条件で冷却の有無による有度変化を確認したが，ツール・接合条件・冷却条件の変化

意な差は見受けられなかった．一方入熱量を見ると，冷却が硬度の変化に顕著に現れることはなかった．傾向として

条件Ａよりも条件Ｂ使用時の方がやや高くなっていた．こは，母材（SDVV 材）が +9 で接合中心位置より  ㎜程

れは冷却により試験片が冷えて強度が上がり，撹拌時の摩度から硬度が下がり始め，中心位置より  ㎜程度で +9

擦が増えた為だと考えられる．なお，継手断面を確認したまで軟化して中心部に至る，という具合である．硬度につところ，すべての条件において接合欠陥は見られなかった．

いては軟化域の状態を詳細に把握するためには，図９に示

ツール形状・接合条件・冷却条件をそれぞれ変化させてす様な分布図を得たうえで比較検討する必要があろう．

入熱量を測定し，接合後の継手で引張試験を行い求めた継 結果と考察２（接合後の金属組織）

手効率の値を表２に示す．

6(0(%6' により ,3) マップを取得し結晶粒径を測定し継手効率においても冷却の有無による有意差は認めらた．図１４に母材（SDVV 材）および代表的な接合部におれなかった．この結果より本装置においては冷却操作によける ,3) マップと平均結晶粒径を示す．母材の平均結晶粒

る抜熱量と硬化による入熱上昇はおおよそ釣り合ってい径 μP に対し，全ての条件下において平均結晶粒径のると考えられた．接合条件により入熱量を下げることは可増大が確認され，母材組織の維持は困難であった．しかし能であり，最も入熱を下げる事ができた条件は，USP・

入熱を抑え，冷却を併用することで粒径の増大は抑えられ，

PPPLQ であった．継手効率に注目すると，入熱量が少

大まかには継手効率の向上に寄与していると言える．ただ- 20 -

 (a)

1.7μm

その対応は完全に一致することはなく，強度に及ぼす未考慮の因子が残っていると考えられる．



入熱の抑制により継手効率が向上し平均結晶粒径の増

大も抑えられる，という大まかな傾向から更に小径のツー



ルを用意すれば更に継手効率の向上も望めるかも知れない．しかしこの場合はツールが接合時の負荷に耐えられるかが問題となり十二分な強度計算による裏付けを要するであろう．


 (b)

5.8μm

(c)

6.3μm



４．結論




(&$3 加工を  回施し結晶粒径を微細化したアルミニウ



ム合金板同士の )6: を行い，高効率継手の開発を試みた．

$7 を用いた場合は )6: に伴う入熱により著しい軟化現象が発生し，継手効率は に留まり高効率継手は得

られなかった．一方 $+ を用いた場合は，入熱量の

抑制に伴い継手効率が向上し，目標である継手効率 以

 (d)

3.9μm

(e)

3.6μm

上を達成する条件を見出せた．最高値は であった．ま

た本研究においては圧縮空気による冷却の効果は見れな



かった．





謝 辞




本研究の一部は公益財団法人天田財団  年度一般研

究開発助成（交付番号：$)）により実施された．



研究遂行に対して助成して頂いた事に深く感謝申し上げ



 (f)

5.3μm

(g)

ます．

6.8μm





参考文献



） 例えば堀田善治・古川稔・Terence G. Landon・根本實“新しい組織制御法としての Equal-Channel Angular

Pressing (ECAP)”まてりあVol.37, No.9 (1998), 767.

） K. Aoki・T. Koezawa: “Characteristics of friction weldingwithin a short time for aluminum alloy deformed by ECAEprocess”, Procedia Engineering (International Conference




(h)

4.8μm

(i)

on the Technology of Plasticity, ICTP 2017), Vol.207, 597.

5.4μm） 時松光：“FSW 摩擦攪拌接合 の基礎と応用”，(2005)，



日刊工業新聞社．

） 笹部誠二：“最近のアルミニウム接合技術の動向と当社

の取り組み”，KOBE STEEL ENGINEERING REPORTS/

Vol.58，No3，(Dec.2008)，89.

） Y.G.Kim・H.Fujii・T.Tsumura・T.Komazaki・K.Nakata：“Three defect types in friction stir welding of aluminum diecasting alloy”，Materials Science and Engineering A 415，

図１４ 6(0(%6' により得た ,3) マップと平均結晶粒径，(2006)，250.

D 母材（(&$3SDVV 材）， E ツール $・USPPPPLQ・） 花井敦浩・清水彰子・津本宏樹・横山博・杉本貴紀・

冷却条件 $， F ツール $・・冷却 %， G ツール $・

吉田陽子“摩擦攪拌点接合継手の機械的特性におよぼ・冷却 $， H ツール $・・冷却 %，

すツール先端形状の影響”あいち産業科学技術総合セ

I ツール %・USP ㎜PLQ・冷却条件 $， J ツー

ンター研究報告(2015)

ル %・・冷却 %， K ツール %・・冷却 $，L ツール %・・冷却 %） 藤井英俊：“FSW 摩擦撹拌接合 鉄鋼材料を中心に”
溶接学会誌Vol.77,No.8(2008),731.

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