Report
電磁圧接による超ハイテン鋼板と電磁圧接によるハイテン鋼とアルミニウムアルミニウム合金板との高速接合合金接合板の作製とその接合条件


糸井*
糸井貴臣
貴臣

T. Itoi
１．まえがきまた，作製した接合板の接合界面について電子顕微鏡を用いて組織観察を行い，その界面組織形成について考察した．


近年，地球温暖化防止の対策として，自動車，鉄道車両や航空機などの輸送機器の軽量化が注目されている．自動２．実験方法車の走行で排出される CO2 の排出量は駆動方法によらず車体の重量に比例する．従って，車体軽量化は CO2 排出 実験装置の概要

量削減には重点事項の一つであり，車体軽量化に対する取図 2 に電磁圧接装置の断面模式図を示す．本実験では Eり組みが積極的に行われている．車体軽量化で最も積極的

字形平板状ワンターンコイルを用いた．間隙を設けてコイに取り組まれてきたのは，図 1 に示す予測のように，自動ルの上面に試料を配置する．電磁圧接ではコイルに大電流

車部品への高張力鋼鈑（590～1490MPa）の適用である 1)．

を流すことで可動板（下側）に上向きに電磁力が発生し，車体への高張力鋼鈑の適用により，衝突安全性が向上する

高速度で変形し，固定板（上側）に衝突してシーム状に接とともに，板厚低減による軽量化も達成されている．今後合される．コンデンサに充電した電気エネルギーは接合条も高張力鋼板を充分に使いこなした軽量化が進められて件の 1 つであり放電エネルギーW と表記する．コイルにはいくと考えられるものの，部材の剛性を考慮すると，板厚クロム銅製の平板状 E 形ワンターンコイルを用いた．コ低減にも限界がある．現行と比較して 30％以上の軽量化

ンデンサ容量は 400μF，周波数は 33kHz とした．

が必要となった場合，部分的にアルミニウム合金（以下Al 合金）を用いたマルチマテリアル化を視野に入れる必要がある．その場合，鋼と Al 合金の異種金属接合技術が不可欠となる 2)．

図 2 電磁圧接装置の断面模式図

コイルにパルス大電流が流れると，コイル中央部の周囲には高密度磁束が発生する．この磁束が可動板に交差すると，磁束の侵入を妨げるように可動板内に渦電流が誘導される．ここで誘導された渦電流と高密度の磁束が交差して
図 1 ハイテン化の推移

可動板内部に上向きの電磁力が発生する．電磁力を受けた電磁圧接は電磁力により生じる衝撃力を利用した固相される．従って，導電率の高い金属ほど渦電流の電流値が可動板は高速度で変形，衝突して固定板にシーム状に接合接合法であり，同種または異種金属同士の強固な接合が可大きいことから，鋼板と Al 合金板の接合においては，導能である 3, 4)

電率の高い Al 合金を可動板とした．

そこで本研究は，電磁圧接による DP780 鋼板と 6061-T6

 供試材と組織観察

板の接合について，適切な接合条件を明らかにした後に，供試材として可動板に 6061-O 板または 6061-T6 板を用

DP980 鋼板と 6061-T6 板の接合を行い，その接合条件を検いた．一方，固定板には DP780 鋼（JSC780Y）板または討した．作製した試験片について引張せん断試験により接DP980 鋼（JSC980Y）板を用いた．JSC 鋼はフェライト相合特性を評価した．とマルテンサイト相の 2 相組織であり，それぞれ引張強さ* 千葉大学

大学院

工学研究院教授- 22 -

が 780MPa または 980MPa 級の DP 鋼である．板の寸法は，
Al 合金板および鋼板を 80×100×1.0mm とし，それぞれの板を圧延方向と垂直に電磁圧接を行った．放電エネルギー
W は 0.5～3.0kJ とし，間隙長 d を 0.38～5.22mm に調整して実験を行った．図 3(a)に 6061-T6 板と DP780 鋼板の接合板（以後，接合板は 6061-T6/DP780 鋼接合板のように略記する．）の外観を，図 3(b)にその断面写真をそれぞれ示す．
接合界面の組織観察は接合部のシーム方向に垂直の断面に対して行った．組織観察は，走査型電子顕微鏡(SEM:JSM6510）を用いた．電子線後方散乱回折（EBSD:Electron Backscatter Diffraction）法による結晶方位解析については，走査型電子顕微鏡（SEM:JSM7800）を用い，OXFORD 社製の AZtecHKL EBSD 解析ソフトウェアにより行った．また，SEM に付設のエネルギー分散型 X 線分光器（EDS:Energy Dispersive Spectrometer）により元素分析を行った．SEM で観測できる亀裂の先端をそれぞれ接合開始点，接合終了点とし，その距離を接合長さとして測定を行った．接合強度の評価は接合板を JIS13B 号(1/2 縮小)形状に切り出し, 引張せん断試験により行った．

図 4 (a)6061-T6/DP780 鋼接合板の破断荷重と間隙長の関係と(b) 6061-T6 板における衝突速度と間隙長の関係 10)

図 4(b)に 6061-T6 板における衝突速度と間隙長の関係を示す．W は接合条件と同じ 3.0kJ である．図中には母材破断した接合板作製における衝突速度の範囲を破線で示す．
間隙長 d=1.17mm～1.42mm の適切な接合条件での衝突速度は 430m/s～459m/s の範囲である．d=1.59mm で衝突速度
図 3 (a)接合板の外観写真と(b)断面写真

は 479m/s，d=3.11mm で 531m/s へと速くなるが，接合板は接合部剥離および未接合である．つまり接合板の接合強度および接合可否を衝突速度のみで判断できない．これま３．実験結果でに引張強度が高い 2024-T3 板と 7075-T6 板の接合および

図 4(a)に 6061-T6/DP780 鋼接合板の破断荷重と間隙長の6061-T6 板と DP590 鋼板の接合において，母材破断する強関係を示す．W は 3.0kJ 一定とした．接合部剥離した試料

固な接合板を得るには，速い衝突速度が望ましいことが知については白抜きで，母材破断した試料は黒塗りでその最られている．衝突速度の増加は衝突圧力の増加を意味する．

大荷重を示す．また，図には 6061-T6 板の破断荷重を実線

しかし，Fig.4(a)と(b)からは，6061-T6/DP780 鋼接合板ので示す．接合は間隙長 d が 1.00 mm から 1.59 mm まで可場合，衝突速度が増加しても接合部剥離や未接合となるこ能であり，d が 1.59 mm を超えると未接合で不可能であっとから，接合条件において他の要因を検討する必要がある．

た．d=1.00 mm～1.59 mm で作製した試験片について引張

そこで，この原因を調べるために，接合部の組織観察を行せん断試験を行った．d=1.00mm では 0.8kN で接合部剥離った 5)．

したが，d=1.17mm～1.42mm では 6061-T6 板で母材破断し

図 5(a)に 6061-T6/DP780 鋼接合板の断面 BE（Backscattered

た．さらに d を 1.59mm に広げた接合条件の場合は 0.4kNElectron）像を示す．上側が固定板（DP780 鋼板）で下側で接合部剥離を生じた．以上の結果から，d=1.17mm～が可動板（6061-T6 板）である．電磁圧接では，可動板が1.42mm が適切な接合条件であり，6061-T6/DP780 鋼接合

固定板に衝突後，図中に示したコイルの中心線から接合端板について母材破断となる強固な接合板の採取が可能だ

部側に向かって衝突点が移動し，ある位置から接合が始まとわかった．

る．従って，中心線に対してほぼ対称に，図中に白線で示- 23 -した部分の左右の 2 箇所で接合される．以後，この左右 2か所を接合部と呼び，これらの幅の合計を接合幅とする．
作製した接合板の接合部の BE 像を図 5(b)d=1.05mm，(c)d=1.17mm および(d) d=1.59 mm にそれぞれ示す．図の左側がコイルの中心線側であり，右側が接合端部側である．爆発圧着と同様に衝突点の移動速度，固定板と可動板との衝突角度が波状界面接合の条件を満たすようになる部分で接合が行われる．図 5(b)～(d)の接合界面には波状模様が観察される．電磁圧接では，固定板と可動板の角度が連続的に増加するために，中心線側から接合端部に向けて波長が長くなる傾向を示す．図 5(b)の場合，矢印で示すようにコ
図 6 各間隙長で得られた接合板の接合幅 10)

イル側近傍では約 10μm 程度，接合端部近傍では約 50μm程度である．また，いずれの接合界面からも波頭部分の内側に部分的に中間層の形成が認められる．接合板の接合幅は図 5(b)，(c)および(d)で 1.05mm，1.34mm，および 0.91mm

図 6 に放電電流と衝突時間信号の関係についてであり，(c)が最も広く，引張せん断試験の結果において(a)d=1.17mm と(b) d=1.59mm の測定結果を示す．これらのも母材破断していることからも，接合幅が広くなるに従い，図から最大電流値に到達する時間 tm がそれぞれ 6.28μs おより良好な接合状態となる事を意味している．

よび 6.20μs であることがわかる．また，可動板が固定板に最初に衝突する時間（衝突時間 tc）はそれぞれ 5.32μsおよび 6.36μs であり，間隙長が広がると長くなる．可動板が固定板に達する衝突時間 tc は図 7(a)と(b)中の矢印で示される衝突時間 tc は連続衝突の開始時間を意味する．また，両衝突の開始時間は 1μs 程度の違いであり，この違いは，接合開始時間が最大電流値に達する時間 tm の前後（tc<tm か tc>tm）にそれぞれ衝突している．この事が接合性に与える影響について電磁力に関する考察を行なった．
図 7(c)に可動板に生じる電磁力の時間推移の模式図を示す．図には実線で tc≒tm を示し，連続衝突の開始時間 tc がtm の前後の場合を矢印で示した．この図から tc>tm では tc<tm

図 5 (a)6061-T6/DP780 鋼接合板の断面 BE 像，と比較すると，2 枚の板が接触している圧接時間は短く，(b) d=1.05mm，(c) d=1.17mm および(d) d=1.59

濃い灰色で示される部分の力積を受ける事になるが，tc<tmmm に調整した接合板の断面 BE 像から測定しでは，この黒灰色の力積に加えて薄い灰色で示される部分

た接合幅 10)の力積も受ける事になる．つまり，tc<tm の接合条件の場合，衝突速度は僅かに遅くなるが，コイルからより大きな電磁力の作用を受ける事になる W=3.0kJ の場合は放電電

図 6 に各間隙長で得られた接合板の接合幅を測定した
結果を示す．◇が中心部より左側，△が右側の接合幅を示

流の最大値は 280kA である．可動板に及ぼす電磁力の影し，●が左右の接合幅の合計を示す．この図から，いずれ響を定量的に示す事は難しいものの，電磁力が放電電流のの間隙長 d においても左右の接合幅がほぼ同じであるこ2 乗に比例することからも，tc<tm の場合，可動板が薄い灰とがわかる．また，接合幅が d=1.31mm で最大の 2.92mm色で示される力積分の電磁力（最大電磁力を含む領域）のとなり，その後に狭くなることがわかる．図中に，母材破作用を受ける事が接合性に影響したと考察される．図 6

断した接合板作製における間隙長の範囲を破線で示す．この結果から，衝突速度に起因する衝撃圧力に加え，最初のの事から母材破断には 2.38mm 以上の接合幅が必要である

衝突直後から可動板に連続的に生じる電磁力の作用が大事がわかるが，図 5(d)の結果からわかるように，間隙長 d

きい場合，接合幅が広くなると考えられる．従って，衝突を 1.59mm に広げると接合幅は狭くなる．つまり，より速時間は衝突速度に加え，接合条件に影響を及ぼす因子の一い衝突速度で接合しているにもかかわらず，接合幅が狭くつであると考えられる．

なることがわかる．

- 24 -

6061-T6/DP980 鋼接合板の接合界面の拡大図を示す．いずれの接合界面からも，波状模様が観察され，6061-T6 母材に接合時の塑性流動により渦のように巻き込まれた母材同士が，アンカー効果を生じていると考えられる．図 9(e)と(f)にそれぞれのアンカー部分の拡大像を示す．いずれのSEM 像からも波頭部分の形状に沿って結晶粒が引き伸ばされている様子が観察され，DP780 鋼板では母材内部の組織と比較して結晶粒が微細化している様子が分かる．一方，
DP980 鋼板では，母材の粒径が微細なために判断しづらい．

  
図 8 (a) 6061-T6/DP980 鋼接合板（W=3.0kJ, d=1.17mm）の断面BE 像.(b) 6061-T6/DP980鋼接合板（W=3.0kJ,d=1.17mm）の引張せん断試験後の試験片の外観写
真 10)

図 7 放電電流と衝突時間信号の関係(a)d=1.17mmと(b) d=1.59mm. (c)可動板に生じる電磁力の時間推移の模式図 10)

図 8(a)に 6061-T6/DP980 鋼接合板（W=3.0kJ, d=1.17mm）の断面 BE 像（右側）を示す．接合幅は d=1.17mm では
1.38mm ， ま た d=1.31mm で は 1.29mm で あ り ，

図 9 (c) 6061-T6/DP780 鋼接合板，(d) 6061-T6/DP980

6061-T6/DP780 鋼接合板と同程度の長さの接合幅であっ鋼接合板の接合界面 BE 像．(e)と(f)は，それぞた．また同様に接合界面からは波頭部分の内側に部分的にれのアンカー部分の拡大 BE 像 10)中間層の形成が認められた．図 8(b)に 6061-T6/DP980 鋼接合板（W=3.0kJ, d=1.17mm）の引張せん断試験後の試験片そこで，作製した 6061-T6/DP980 鋼接合板（W=3.0kJ，の外観写真を示す．6061-T6/DP980 鋼接合板においてW=3.0kJ とした場合，写真に示される d=1.17mm に加えてd=1.17mm）について接合界面の SEM 観察および EBSD にd=1.31mm でも 6061-T6 板で母材破断する強固な接合が可よる結晶方位解析を行った．図 10 に 6061-T6/DP980 鋼接能であった．つまり，6061-T6 板と DP780 鋼板との接合の合板の(a)SEM 像，(b)Fe マップ，(c) Al マップ，(d) IQ（Image

場合と同様に，衝突時間が tc<tm の場合に良好な接合が可Quality）マップ，(e)IPF（Inverse Pole Figure）マップ，お能であり，上記の考察と一致する．しかし，d=1.42mm でよび(f)KAM（Kernel Average Misorientation） マップを示は未接合であることから，6061-T6 板と DP780 鋼板との接す．SEM 像から接合界面には固定板と可動板の衝突時の合条件と比べると，より接合条件が狭くなることが分かっ

塑性流動により生じた波状模様が観察される．図 10 (b)Feた ． 図 9(c) と (d) に 6061-T6/DP780 鋼 接 合 板 とおよび(c)Al の元素マップからは，DP980 鋼板と 6061-T6- 25 -板との接合界面が明瞭にわかる．図中には，波頭部分の内で囲った領域で調べた(b)Fe マップ，(c)Mn マップ，(d)Al側に Fe と Al の両元素が共に分布している領域が確認され，マップ，および(e)O マップをそれぞれ示す．元素マップか

板厚方向に 10μm 程度の中間層を形成している事が分かっ

ら，中間層は Fe，Mn および Al で構成されていることかた．図 10(d)IQ マップでは IQ 値の低い領域が中間層に対ら合金化していると考えられる．元素マップからは，応しており，微細な結晶粒が形成されたことが示唆される．

HAADF-STEM 像において，より白いコントラストで示さ

図 10 (e)IPF マップには，結晶粒の方位差を 15 度以上としれた領域において比較的 Fe が多く分布していることがわた境界線（結晶粒界）を合わせて示す．白枠で囲った接合

かり，Fe 濃度は DP590 鋼側が高く，6061-T6 側では低く界面近傍は波状模様形成時の塑性流動が生じた領域であなる．つまり，中間層内に組成分布が生じていると考えらり，母材の粒径と比較すると，微細化している様子が分かれる．また，O マップからは，接合界面や中間層内に濃縮り，接合界面に沿って 1μm 以下の結晶粒が観察された．

は認められず，観察結果からは酸化物の存在は確認できな結晶方位はランダムである．この組織形成は，局部溶解のかった．中間層内に矢印で示した部分では，元素マップよ際に急冷凝固したか，もしくは衝撃変形によって界面近傍

り Fe と Mn が多く，かつ Al が少ない部分であり，このこでひずみの蓄積と加熱が生じ，再結晶化したことに起因すとから，1μm 以下の Fe が中間層に存在していることもわると考えられる．図 10 (f)の KAM マップは個々の測定点かった．この中間層において，比較的 Fe 濃度の高い A おにおける隣接ピクセル間の結晶方位差の平均値を示してよび低い B の領域から得られた電子線回折(ED: Electron

おり，5 度までのミスオリエンテーション値の分布を示しDiffraction)パターンをそれぞれ示す．得られた ED パターている．KAM マップに示されるひずみの蓄積度から，接ンからは，A では FeAl，B では Fe2Al5 および FeAl3 の回折合時に鋼板側（固定板側）に 10μm 程度まで比較的多くの波が観察され，中間層は主に金属間化合物で構成されておひずみが導入されたと考えられ，(e)と比較すると，結晶り，部分的に Fe 粒子が混在していることがわかった．こ

粒が微細な領域と一致している．のことから，中間層は両金属板の成分を含んで合金化しており，部分的には組成が偏っていることからも急冷却が生じていると考えられる 6)．

図 11 6061-T6/DP590 鋼接合板の(a)HAADF-STEM 像と図 10 6061-T6/DP980 鋼接合板の(a)SEM 像，(b)Feマップ，(c) Al マップ，(d) IQ（Image Quality）
マップ，(e)IPF（Inverse Pole Figure）マップ，および(f)KAM（Kernel Average Misorientation）
マップ 10)接合界面に観察される波状模様は爆発圧着等の衝撃力電磁圧接や爆発圧着における異種金属接合界には，しばを用いた接合界面で観察される波状模様と同様のメカニ

電子線回折像，(b)Fe マップ，(c) Mn マップ，(d)Alマップ，(e)O マップ 11)

しば両元素からなる中間層が観察される．図 11(a)に中間ズムで形成されると考えられる．電磁圧接は爆発圧着と比層近傍の HAADF-STEM 像を示す．像のコントラストは原較すると衝撃力が弱い電磁力を用いた線接合法であるが，子番号 Z の 2 乗に比例するため，この像から観察されるせん断力が接合板の接合界面に平行に負荷されるため，互コントラストは，白い場合は Fe であり，暗い場合は Al

いの板表面が塑性変形して，アンカー効果を生じるため，を意味する．また，中間層は，灰色を呈しており，両元素界面の接合強さの向上において好ましい組織形態である．

をともに含んでいると考えられるが，中間層には，コント接合条件は衝突速度が速い方が望ましい．従って，図 6

ラストの濃淡があり，内部では白と黒のコントラストが不から分かるように，コイルと可動板はある程度の広い間隙規則に入り混じった組織が観察された．図 11(a)中に白枠長を必要とする．しかし，接合板がコイルからうける電磁- 26 -る良好な接合ができた．この時の衝突速度は 430～力の作用を考えると，間隙長は狭い方が望ましい．この相反する接合条件を満たすためには，放電電流が最大電流値446m/s であり，DP780 鋼板との接合の場合と比較しに達するまでの時間に可動板が高速度で固定板に衝突すて接合の間隙長範囲が狭くなった．
(5)

ることが必要であることが分かった．従って，良好な接合SEM 観察の結果，いずれの接合板の接合界面にも波を達成するためには，放電エネルギーW を一定とした場合，状模様が観察され，また，不連続的に Fe と Al から間隙長ｄの調整により衝突時間を制御する事が必要であ構成される中間層が生成していることが分かった．

る．適切な接合条件の検討において，正確な衝突時間の測渦のように巻き込まれた母材同士が，アンカー効果を生じたと考えられる．

定は重要となり，本研究で用いた電気的な測定法は効果的(6)である．鋼板の強度が高くなるにつれて，接合可能な間隙EBSD 分析の結果，6061-T6/DP980 鋼接合板の接合界長の範囲は狭くなり，接合条件が限られるが，この条件を面には塑性ひずみが蓄積しており，また，母材内部満たす間隙長で 6061-T6 板と 1GPa 級ハイテン鋼板の接合と比較して結晶粒が微細化していた．アンカー部分の結晶粒微細化は，接合界面を強化する因子となるが達成できた．と考えられる．

４．まとめ(1)(2)

謝 辞

6061-T6 板と DP780 鋼板の接合において，放電エネルギーW が 3.0kJ の場合，間隙長 d が 1.17～1.42mm

本研究は，公益財団法人天田財団からの一般研究助成の接合条件で母材破断に至る良好な接合ができた．

（AF-2018012-B2）により実施した研究に基づいているこ

この時の衝突速度は 430～459m/s であった．とを付記するとともに，同財団に感謝いたします．

衝突速度の増加により接合板の接合幅は広くなる傾向を示した．しかし，間隙長 d=1.59mm 以上（衝突参考文献

速度 459m/s 以上）の接合では，接合幅は狭くなり，

） 林，薄鋼板成形技術研究会編 ：プレス成形難易ハ

接合部剥離となった．引張強度が高い接合板の接合

ンドブック第  版（）．

強度や接合可否を衝突速度のみで判断できない．
(3)） 新 倉 昭 夫 ： 8$&- 7HFKQLFDO 5HSRUWV   

可動板が固定板に衝突してからも可動板に電磁力が

作用し続けることを考慮すると，可動板の衝突時間） 相沢友勝：塑性と加工  が最大電流値に到達する時間よりも短い時間になる） 日本塑性加工学会編：接合―技術と全容の可能性―，ように間隙長を選択すればよい．従って，衝突時間コロナ社  は衝突速度に加え，接合条件に影響を及ぼす因子の） 糸井貴臣，橘田駿一，岡川啓悟：軽金属，  ，一つであると考えられる．
(4)6061-T6 板と DP980 鋼板の接合において，(3)の結果

） 糸井貴臣，井上祥一, 中村晃貴，橘田駿一，岡川啓に配慮した結果，放電エネルギーW が 3.0kJ の場合，間隙長 d が 1.17～1.31mm の接合条件で母材破断に至- 27 -悟：軽金属，  ，