0.1mm 薄板オーステナイト系ステンレス鋼の突合せ摩擦攪拌点接合法の開発
香川大学 創造工学部准教授 吉村 英徳（2018 年度 一般研究開発助成 AF-2018017-B2）
キーワード：摩擦攪拌接合，薄鋼板，突合せ点接合

1．研究の目的と背景合部の評価を行った．

摩擦攪拌接合（FSW: Friction Stir Welding）は，ツールと呼ばれる棒状の工具を高速回転させ，ツールを母材に2．実験方法

押し付けたときの摩擦を利用して母材同士を一体化させ2.1る接合技術である 1)．FSW は固相接合であり，最高到達

本研究では，FSW の適用範囲拡大のため，電子部品や供試材温度が融点に達しないため，接合部の強度低下を溶融溶

微小構造物への適用を想定し，板厚 0.1mm のオーステナ接と比較して抑えられる事や，熱による変形が小さいなイト系ステンレス（SUS304）を供試材として用いた．そど様々な特長があり，自動車産業を中心に，ツールを横の化学成分と機械特性を Table 1 に示す．また，供試材の方向に移動させずにスポット溶接を行う摩擦攪拌点接合

表面は 2B 仕上げである．

（FSSW: Friction Stir Spot Welding）の適用も進んでいる．
これらの FSW が適用された製品のほとんどはアルミ

Table 1ニウム合金であり，研究対象としても，アルミニウム合

Chemical composition and mechanical properties

of SUS304 sheet used in this study

金を中心に，マグネシウム合金や銅合金などの接合が報告されている．また，炭素鋼やステンレス鋼等の鉄鋼材

C0.04

Si0.53

Mn1.00P0.036

S0.001

Ni8.26

Cr18.19

料系でも機械特性や接合組織の報告がされており，FSWの適応可能範囲は広がっている．しかし，鉄鋼材料は比較的強度が高く，ツールの摩耗・欠損が発生しやすいな

Hardness(HV)

どの理由から，アルミニウム合金などと比較すると報告

152

TensileYield StressStrength(Mpa)(Mpa)
746271Elongation(%)
73は少ない．これに対して，ツール材質を高温強度，耐摩耗性が高い PCBN ツールを用いる研究や，板厚が 1mm を2. 2下回る薄板に関してはプローブレスツールを用いる研究

ツール形状を Fig. 1 に示す．一般的な FSW ツールはプが進められている．

ツール形状

ローブと呼ばれる凸部を持っており，プローブを材料内

しかし，板厚が 1mm を下回る薄板における FSW，FSSWに挿入し接合を行う．しかし，板厚が t=0.1 mm 程度の場は，ツールの回転などにより材料自体が変形してしまう

合，ツール先端のプローブ部の加工が困難となる．そこなどの困難がある．また，FSW においてツール挿入量はで，球頭ツールの適用を試みた．攪拌によるツール先端接合品質に大きく影響しており，薄板においてはより高周辺の材料の盛上がりを抑制するショルダー部の役割をい精度が求められるため接合報告は少なく，突合せでの果たすため，ツール端部に R15 mm の球頭部を設け，そ接合例は板厚 0.5mm が最小となっている．これを下回るの先端に攪拌部として直径 Φ1.5 mm のフラット部を設け板厚に対しての接合方法は確立されておらず，FSW が実た．ここで，先端まで完全な球頭形状ではなく，先端に用できる板厚の最小は 1mm 程度が限界となっている．板

フラット部を設けたのは，ツール軸方向の接触荷重設定

厚が 0.1mm 程度の薄板に対する接合は，主にレーザー溶の安定化，およびツール先端の加工精度が理由である．

接が用いられるが，コスト面で課題があり，付加価値の下記 2.3 節においては，旋盤と拡大顕微鏡による研磨に高い製品への用途に限定されている．そこで，板厚 0.1mmてツール端部を加工していたが，表面粗さや先端に残っの FSW が確立されれば，比較的安価に導入ができるため，たバリによって初期位置合わせに再現不足が生じていた．

電子部品，精密部品などにも適用することができ，FSWしたがって，最終的には NC フライス盤を使用し，ツーの応用範囲を広げることができると考えられる．

ルの外縁から直径線に平行にエンドミルを移動して加工

本研究では，FSW の適用範囲拡大を目的に，板厚 0.1mmした．これにより，フラット部の直径および表面粗さのの SUS304 薄板材の突合せ接合において，線接合の前段ツールごとの誤差は抑制できた．フラット部の平均表面階として突合せ FSSW の適用方法の検討し，薄板におけ粗さは Ra 0.11 μm である．球頭部の R に関して，入熱量る接合方法の確立ならびに適正接合条件範囲の調査や接の向上や被加工材を抑える目的で更に大きな R も検討したが，ツール先端の加工精度の問題から 1.5 mm 程度とし回転数 1800rpm，挿入量 0.015mm，保持時間 1s で実験た．また，フラット部の直径を大きくすると，ツール回を行ったときの外観とその荷重測定結果をそれぞれ Fig.

転時のブレによるフラット円周の方当たりが発生し，破4，Fig. 5 に示す．荷重測定結果は挿入過程から保持過程断しやすくなった．ツールには，直径 Φ10mm，材質はに移ったタイミングを 0s としている．この条件での接合SKH51（硬さ 16.1HRC）を用いた．

が比較的良好であったが，同条件での接合成功割合は 5割以下であり，再現性に問題が残った．接合結果には主に 3 パターンあり，ツールと接触した跡はあるが，突合せ面の変形が見られない「荷重不足」．加工後に 2 枚の板が分離しない「接合」．荷重超過が要因と思われるツール接触部に穴が空いてしまった「破断」．以上の結果が得られた．

Fig. 1
2. 3

Tool dimensions

ツール挿入量基準による初期位置合わせの試行

まず，予備実験として所定の挿入量を与えて接合を試みた．実験の概要図を Fig. 2 に示す．エタノールで試験片表面およびツール先端の脱脂を行った後，裏当て板のInsufficient load

上に材料を突合せて固定し，汎用 NC フライス盤（OKKFig. 4社製,VM53）を用いて実験を行った．タッチセンサによりAppearances of welded specimen

ツールと供試材との接触位置を原点として設定した後，400

ツールを回転させた状態でプログラムにより3500.75mm/min の速度で所定の挿入深さまで押し込み，所定300

Overloadの時間保持させ，100mm/min の速度で引き上げた．しか250

Succeeded

端部には多少のバリが残っている．そのため，タッチセンサを用いて位置決めでは精度に問題があることが分かった．そこで，Fig. 3 に示すようなベースプレート下にロードセル（A&D，KC1205-L100）を取付けた装置を用いて，ツール静止状態で材料に接触させ，25N を与える位

200

RemoveKeep

Insufficient load

150
100
500-2置を原点に設定した．また，裏当て板の材質は S50C を用いた．

InsertLoad [N]しながら，供試材は所定の幅でスリット加工されており，

Overload

Succeeded-1012Time [s]Fig. 5Comparison of load fluctuation with the same plungedepth (1800rpm, 0.015mm, 1s).
Fig. 5 の荷重測定の結果から，接合成功時および破断時には，荷重の急激な上昇が発生していることがわかる．接合成功時と破断時は挿入過程で 100~200N の荷重上昇，破断時には加えて 300N を超える鋭い荷重の上昇が見られた．
一方，荷重不足の際は荷重の急激な変化はなく，なめらか
Fig. 2

Schematic illustration for FSSW using probe-less toolに変化している．ここで，実験終了後のツール先端を観察
すると，接合成功時と破断時に見られた荷重上昇が発生したときには，試験片の凝着と見られる表面あれが発生していた．凝着が発生したツール表面の様子を Fig. 6 に示す．
この結果から，荷重の上昇はツール先端での供試材の凝着による変動を表していると考えられる．
また，接合成功時などの境界面の変形が見られた際には 100N~200N の上昇，破断時には 300N を超える鋭い荷重上昇が見られることから，凝着による荷重上昇が発生

Fig. 3

Load measuring device

したときに攪拌が行われるが，凝着量が大きすぎると破断に至ると考えられる．ここで，挿入過程で荷重上昇が発生した場合と荷重不足の場合の荷重測定結果をまとめツール回転速度の条件を増やすため，Fig. 3 の装置をマて Fig. 7 に示す．この結果を見ると，およそ 50N 付近でシニングセンタ（ヤマザキマザック，VERTICAL CENTER荷重の上昇が発生しており，凝着が発生する条件として，NEXUS 430B-Ⅱ HS 型）のステージに取付けて接合試験ある荷重の閾値があると考えられる．以上の結果から，を行った．裏当て材には，供試材との凝着防止のため，ツール軸方向に発生する荷重を一定に揃える事ができれアルミナ製のセラミックプレートを使用した．裏あて版

ば結果が安定すると考えられる．の材質として，本報告では省略するが，S50C の場合には裏当て板への凝着，凝着を抑制しながら弾性率を下げるためのテフロンプレートの場合では加工中の板材の沈み込みにより荷重不足の傾向の出現など問題があり，セラミックプレートを選択した．また，ツール先端のフラット部の表面粗さについても，平均表面粗さ Ra 0.25 μm とRa 2.37 μm の 2 パターン試行したが，後者では試行ごと

Fig. 6

Adhesion of workpiece to tool surface.にばらつきが多く，前者が良好であり，本試験では，2.2節の最終的な加工により，Ra 0.11 μm のものを使用している．
接合可能条件を特定するために実施した接合条件をTable 2 に示す．
Table 2Fig. 7

Comparison of load fluctuation in case ofadhesion and underload.

conditions for joining

Rotation speed [rpm]3000, 4500, 6000

Position setting load [N]10, 25, 50, 75, 100

Tool insert speed mm/min0.5

Time of position keeping [sec]

1.5

3.2

評価方法

接合実験における接合の成否は，目視によって判断した．試験片の接合部に目視では欠陥が認められなかった場合を「成功」，接合部が欠落した場合や，ツールと接触

3．ツール静止荷重による挿入位置設定による試行

した痕はあるが，突き合わせ面に変形が見られなかった

3.1 試験方法

場合を「不成功」とした．なお，条件によっては，接合の前 2.3 節の結果より，ツール荷重による最大挿入位置の成否が不安定であったが，ここでは複数回の試行でー度設定による接合の試行を行った．実験の概要図を Fig. 8 にでも接合に成功した条件は「成功」と判断した．

示す．まず，裏当て板の上に材料を 2 枚突合せて固定し，接合実験後に接合部の強度評価のためオートグラフ

ツール静止状態で材料と接触させて徐々に押し込む．そし（島津製作所，AG-50kND）を用いて引張試験を行い，最て，目標の設定荷重に達した位置をプログラム上の原点に大荷重を測定した．引張試験片は，成功した接合条件に設定する．その後ツールを一度上げ，ツールを回転させたおいて，各 1 個作製した．また，接合部が組織的に攪拌状態で 0.75mm/min の速度で再び原点位置まで押し込み，されていることを確認するため，接合部近辺の断面観察所定の時間保持させ，100mm/min の速度で引き上げた．こを行った．回転数 6000 rpm,初期荷重 100 N の接合条件にの手法では，ツール静止状態で材料に押し付けたときの荷おいて行い，光学顕微鏡を用いて観察した．

重（以下，設定荷重）を変化させることで，原点位置が変化し，材料に対する挿入量を変化させる．

3.3

接合結果

各接合条件における接合の成否を Fig. 9 に示す．また，例として回転数 4500 rpm の条件における接合後の接合部,ツール表面の外観および荷重測定の結果をそれぞれ，Fig. 10，11，12 に示す．

Fig. 8

Schematic illustration of the joining method byusing the prescribed static pushing load.

Fig. 9Results for variable joining conditions(a)tool rotation speed 4500 [rpm], setting load 10 [N],unsuccessful joining(a) before joining(b) setting load 10 [N](b) tool rotation speed 4500 [rpm], setting load 50 [N],successful joining(c) setting load 50 [N]
Fig. 10(d) Setting load 100 [N]

Enlarged views of specimen at tool contact

region（Tool rotation speed 4500rpm）(c) tool rotation speed 4500 [rpm], setting load 100 [N],unsuccessful joining
Fig. 12(a) before joining(b) setting load 10 [N]

Change of tool contact load (tool rotation speed 4500[rpm])

接合が不成功であった場合のうち，初期荷重が低い条
件では，供試材表面にツールのわずかな接触痕は確認できたが，撹拌には至っておらず，突合わせ面の変形は見られなかった．この場合，接合中の荷重にも，初期荷重からの変化はほとんど認められなかった．それに対し，接合に成功した場合，前述と同様に接合中の荷重は初期荷重よりも高い値にまで上昇した．ツールに供試材が凝(c) setting load 50 [N]
Fig. 11(d) Setting load 100 [N]

Enlarged views of tool tip（Tool rotation speed4500rpm）

着して攪拌が開始したためと考えられる．ただし，初期荷重が高すぎる場合においては，攪拌を示す荷重上昇が見られるが，接合部中心に過度の攪拌により欠落が生じた．また，回転数が上昇するほど，初期荷重が低い条件で接合に成功した．これは，一般の FSW と同様に回転数の上昇により摩擦入熱が増加し，攪拌が開始されやすくなるものと考えられる．

3.4

接合部の断面観察

接合に成功した試験片に対し，その断面観察を行った
結果を Fig. 15 に示す．マクロ試験の結果，接合前の突き予備検討では，Fig. 3 の装置を他の NC 加工機に取り付合わせ面は確認されず，接合部では，攪拌により結晶粒けて同様の予備試験をしたが，100％の再現性が得られてが微細化していた．また，その近傍では，微細化までにいた．しかし，本報告の最終試行では少し再現性に乏しは至っていないが，結晶粒界が板厚に対してせん断方向い結果となった．荷重をより精度良く図るために，Fig. 3に伸びており，鉛直方向に押しつぶされ，攪拌されていのロードセルを水晶振動子式の剛性の高いものに換えた試験も行ったが，その時には荷重超過による欠落が多く発生し，再現性が低下したことから，装置の取付け剛性などに要因があると思われる．すなわち，凝着による急激な荷重増加に対し，低取付け剛性にて衝撃的な負荷を軽減する方が好ましいと考えられたことから，具体的には裏当て材に試験片を押し付けるための上側ジグを取り付けるボルトの締付けトルクをトルクレンチを使用して，一定にすることで安定的に加工ができるようになった．
3.3

接合部の引張試験

接合強度を調べるため，接合に成功したものに対し，(a) uncontacted region with toolFig. 13 のような試験片を切り出して，引張試験を行った．

Fig. 13

Tensile test specimen(b) joined region (fined grain by large stirring)

Fig. 14 に引張試験の結果を示す．接合に成功した場合，初期荷重および回転数はいずれも高い場合に高強度が得られた．このことから，初期荷重と回転数が低い条件では，摩擦入熱の低下などで攪拌が不十分になり，接合強度が小さくなると考えられる．供試材の引張試験結果から撹拌直径が 1.5 mm として肉厚 1 mm と仮定したときの引張強さは約 100 N であり，実際にはツールが押付け・攪拌されて薄くなっていることを加味すると，適切な条件で同様もしくはそれ以上の接合強度が得られていると考えている．

(c) joined region (small stirring)(d) surrounding contact region around tool flat tip
Fig. 14 Ultra tensile strength obtained by tensile test

Fig. 15 Cross sectional observation of joined specimen

る様相が表れていた．ツールの球頭部に接触していたと思われる箇所では，結晶粒が徐々に大きくなっていた．
以上のことから，金属組織が攪拌され，供試材の突き合わせ面が接合していることが確認された．
Fig. 16~18 に非攪拌部（初期材と同様の組織），撹拌されているところの外周から半径 1/4 のところ，撹拌中心の EBSD 観察結果を示す．初期は 10µm 超の平均粒径であり，赤色のγ相，KAM 値も低い値となっている．が，(a)IPF (ND)

半径 1/4 および中央では，撹拌により，加工誘起変態によってα相になり，KAM 値も大きくなり，微細化が進行しているのが分かる．ただし，撹拌部 1/4 のところでは，上面付近のみに大きなひずみが入っており，内部は結晶粒が変形しているもののひずみ量としては小さい．接合強度が高いものについては，裏面（図下面）でもひずみが大きくなっており，ツールおよび裏当て材との摩擦によるねじれのせん断が表層から強く入ることが常用であると思われる．中央部はツール中央であり，周速が低いにも関わらず，かなり攪拌され，全体的に微細化が進んでいる．試験中の外観から，鋼材の FSW に見られる攪拌部の赤熱などは見られず，比較的低温での加工にも関わらず，十分な攪拌により接合が可能であると思われる．

Fig.18(b)Phase(c)KAM

Result of EBSD observation (center of deformedregion)

４

結言

FSW によるマイクロ接合の基礎的知見を得るために，板厚 0.1 mm の薄板(SUS304)について，摩擦攪拌突合せ点接合を行った．その結果，以下の知見を得た．
（1） 接合に成功した場合，攪拌の開始を示すと考えられる接合中の荷重上昇が発生した．一方，不成功時では，初期荷重が低い場合，荷重上昇及び突き合わせ面の変形は，見られなかった．初期荷重が高過ぎる場合は，荷重上昇は見られたが，接合部中心に欠落が生じた．
（2） 回転数が上昇するほど初期荷重が低い条件においても接合に成功した．
（3） 初期荷重および回転数がいずれも高い場合に高強度が得られた．
（4） 接合部のマクロ試験の結果，接合部における金属組織の攪拌および結晶粒の微細化を確認した．

参考文献
1） 編者

社団法人

溶接学会

発行者

攪拌接合―FSW のすべて―，（2006）(a)IPF (ND)
Fig.16(c)KAM

Result of EBSD observation (undeformed region)(a)IPF (ND)
Fig.17(b)Phase(b)Phase(c)KAM

Result of EBSD observation (1/2 of radial direction indeformed region)

馬場信：摩擦