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金属／セラミックスの金属／セラミックスの異材レーザブレージングに異材レーザブレージングにおけるおける活性金属ろう材酸化挙動の解明
活性金属ろう材酸化挙動の解明

瀬知
*
瀬知啓久
啓久

Y. Sechi
１．まえがき一方，図 1 に示す活性ろう付法では，Ti 等の活性金属

セラミックスは，一般的に高融点で硬い特徴を有し，を添加したろう材(活性金属ろう材)を用いることで，ろう様々な分野に用いられている 1)．従来から多用されてきた付と表面改質(TiN, TiC などの生成)を同時に行うことがで構造材料や電子部品用途に加え，近年では，ハイブリッドき，メタライズ工程の省略が可能となる 8)．一方，この高車や電気自動車のモータ駆動用インバータなどのパワー

い活性故に接合時に存在する酸素との反応も進みやすい．

半導体用材料として SiC の利用も進んでいる 2)．さらに，

このような活性金属成分は，酸化物の標準生成自由エネル

ダイヤモンドを半導体デバイスとして用いる研究も盛ん

ギー・温度図に見られるように融点付近における酸素分圧に進められている 3)．

が 10-23 Pa と非常に低い場合でも酸化が進行し，その制御

このように，構造用材料に限らず電子デバイスとしてもは一般に困難である 9)．図 2 に Ti の酸化要因の模式図を魅力的な性質を示すセラミックスを，機械的性質や靭性，示す．このうち，温度についてはろう材の溶融に融点以上

加工性に優れた金属材料と接合・一体化することで，そのの温度が必要となることから，制御因子としては，酸素濃特徴を活かしつつ，それぞれの素材が単一材料では実現で度と高温に曝される時間が挙げられる．従来法では，Ti

きないような優れた特性をもつ高機能部材の作製が可能の酸化抑制に 10-3 Pa 程度の高真空炉や還元雰囲気炉中で

となる

4, 5)

．一方，セラミックスと金属は，脆性・延性やの加熱が必要である．特に酸化に弱いダイヤモンドなどの熱膨張係数，電気伝導性等の性質が大きく異なるため，そ場合，前述のような真空炉の使用において，長時間の加熱の接合は大変困難である．例えば，その融点の高さから溶に曝されることによる材質の劣化(黒鉛化)が懸念される．

接の適用は困難であり，機械的締結も広範囲への適用は実また，厚膜の界面反応層が形成されることによる接合強度

現できていない．焼き嵌めや鋳ぐるみ等の手法もあるものの低下や，セラミックスと金属の熱膨張係数の差に起因すの，適用形状には制限が生じる．

る大きな残留応力およびこれらに起因する割れの発生な

このようなセラミックスと金属の接合方法としては，一どの問題が顕著となる．そこで，もう一つの大きな要因で般にろう付が多用されている．ろう付(ブレージング)法は，ある加熱時間を短くできるろう付プロセスの開発が必要

接合する部材(母材)よりも融点の低い合金(ろう)を溶かしとされている．

て接合材として用いることにより，母材を溶融することな

レーザブレージングは，集中熱源であるレーザビームをく，複数の部材を接合させる方法である．この技術は，他加熱源として接合する技術で，乗用車のルーフ部分やトラの方法では接合困難な材料や形状に適し，機械的締結よりンクリッド部といった金属同士の接合に実用化されていも高精度な接合が可能である．

る 10)．従来法である大型炉での長時間加熱による炉中ろ

ろう付を用いてセラミックスと金属を接合するには，金う付法 11)と比較して，局所的な短時間加熱 12-14)を実現で属とのぬれ性の悪いセラミックス表面を改質する必要がき，長時間の加熱によって劣化する母材に対するろう付適ある 6, 7)．そこで，セラミックス表面をメタライズにより用が可能となる特徴を持ち，ろう付プロセスの高度化を実予め改質し，ぬれ性を改善した後，大気中で使用可能な金現できる．

属ろう材を使用する場合が多い．ところが，この方法では工程が複雑となり，製造コスト増加が問題となっている．

加熱中にこの界面を表面改質

図  活性ろう付法の模式図
* 鹿児島県工業技術センター

生産技術部

図  活性ろう付法における Ti 酸化の要因

主任研究員- 73 -



したがって，セラミックスと金属の接合にレーザブレー

表  レーザ照射条件

ジングを適用することで，Ti の酸化要因に対して高度な制御が可能となり，母材の材質劣化低減や変形抑制が図ら

パルス YAG レーザ 平均出力
(kW)

0.134

れ，接合品質の安定化につながることが想定される．

パルス YAG レーザ波長 (nm)1064

CW LD レーザ出力 (kW)0.02

CW LD レーザ波長 (nm)808

周波数 (Hz)100

さらに近年，高純度の c−BN15)や単結晶ダイヤモンド等を工具に用いることで，高精度切削を実用化する動きが活発となっている．これらの材料は非常に高価であるため，実用化には多品種少量生産に適したレーザブレージングの適用が求められている．
そこで本研究では，セラミックスと金属の異材レーザブ

レーザ走査速度(mm/s)

レージングにおいて，活性金属の酸化防止や良好な接合を実現する雰囲気中の酸素濃度の上限を明確化するとともに，レーザ加熱環境下での酸化抑制条件の確立をより簡便(1 辺目)

0.6(2 辺目)

1.0(3 辺目)

1.0(4 辺目)

1.0

な構成の装置を用いて実現し，異材レーザブレージングのするとともに雰囲気制御が可能な設計とした．なお，通常

高度化を図ることを目的とした．

の加熱装置では水冷等を用いた炉体の冷却が必要となっているが，このチャンバーでは，レーザによる局所加熱で

２．実験方法試料のみが加熱されるため，チャンバー冷却設備の省略が  レーザブレージング装置と酸素濃度測定系の構成可能となり，装置の簡略化を実現している．
図 4 に，レーザブレージング装置の模式図を示す．供試

本研究では，レーザを用いた急速加熱中における試料周辺の酸素濃度と試料付近の温度の双方を正確に計測する

材料には，金属材料として超硬合金(ISO 使用分類 K10 相ために，加熱チャンバー及び酸素濃度計とその他計測器

当材；93～95WC–4～5Co(mass%))を選択した．これは，(熱電対等)の情報を一元的にデータ収集可能な装置を構

セラミックスとの熱膨張係数差が小さく，残留応力を低減

築した．装置外観を図 3 に示す．

できるためである．セラミックスとしては，高純度窒化ホ

なお，チャンバーの気密については，10-1 Pa 程度を実現

ウ素(相対密度 82.5 %，純度 99 mass%以上，5 mm × 5 mm
× 3.5 mm t, 以下 h–BN と表記)を使用した．h–BN の選択理由は以下の通りである．h–BN はセラミックスの中でも金属とのぬれ性が低い．したがって，h–BN のろう付条件を見出すことができれば，他のセラミックス材料への応用展

データロガー
レーザ照射ヘッド開が円滑に進められるためである．ろう材には，活性金属
ろう材として一般的に用いられる市販の銀ろう材
70.26Ag–28.06Cu–1.68Ti (mass%)を用いた．

酸素濃度計

基材の超硬合金と窒化ホウ素の間にろう材を挟み，Ar
雰囲気中で表 1 の条件にてろう付を行い，試料を作製した．
チャンバー

試料作製は，図 5 に示す手順にて実施した．今回新たに試みる，真空排気を行わずに純度 99.999 %(5N)の Ar ガスを

レーザ光源
ロータリーポンプへ
図  レーザブレージング装置と酸素濃度測定系の外観

1～10 L/min でフローさせてからレーザブレージングを行った場合(6 条件)と，比較条件として，これまでの研究
16, 17)で確立された条件である，ロータリーポンプを用いて10-1 Pa オ ー ダ ー ま で 真 空 排 気 を 行 っ た 後 に 純 度
光ファイバー
ビームヘッド
六方晶窒化ホウ素(h–BN)

5°

レーザ光

予備排気
(ロータリーポンプ)

金属基板 超硬合金

酸素濃度計 ArAr
熱電対

レーザ透過窓
透明石英製 試料をセット

レーザ照射領域

Ar フロー (1 L/min –10 L/min)

バルブ

Ag–Cu–Ti
チャンバー
ろう材
試料ステージロータリーポンプへ

Ar をフローしながらレーザ照射(1 L/min – 10 L/min)

図  レーザブレージング装置の模式図

図  試料作製手順- 74 -

比較条件

99.999 %(5N)の Ar ガスを置換するサイクルを 3 回繰り返の加熱終了時までほぼ一定の傾きで上昇した．予備排気あ

した後，Ar ガスをフローさせてレーザブレージングをり・Ar 流量 5 L/min の場合，加熱終了時の最高温度は約行った場合(1 条件)の，計 7 条件を用いた．なお，チャン

970K である．この値は熱電対での基板裏面の測定温度でバー内容積は 145 mL とコンパクトなものである．レーザあるため，実際の基板上面の温度は一次元の温度近似を

光は透明石英ガラス板を通して超硬合金基板に対して 85°

行った場合，150～200K 高いものと考えられ，溶融状況かの角度で照射し，チャンバーを載せた X–Y ステージを駆らもろう材の溶融温度(1063K)を上回っていることを確認

動することにより h–BN の周囲を一周するように行った．

している．予備排気なし・Ar ガス流量 10 L/min の場合，

なお，レーザ光のデフォーカス径は 1.63 mm (w(z) = 1.63

ガス流量の増加による試料冷却効果の影響で最高温度はmm (1/e2))とした．酸素濃度については，チャンバーから

約 70 K 程度低くなっているものの，同じくろう材の溶融の流出ガスを低濃度ジルコニア式酸素濃度計(横河電機株を確認した．すなわち，最もガス流量が多い条件において

式会社製 OX400)により測定した．測定に際しては，酸素も十分に加熱が可能であることを確認できた．予備排気な濃度計の仕様上，チャンバー内の圧力が大気圧に到達した

し・Ar ガス流量１L/min の場合，ガス流量が少ないことに時点から測定を開始した．

起因して試料冷却効果が減少することから，基板裏面の最高温度は 1,000K 程度となった．いずれの条件においても， 作製試料の評価

基板上面温度はろう材の使用温度範囲内となっており，極作製した試料について，外観観察ならびに EPMA(日本

端な過昇温とはなっていない．

電子株式会社製 JXA-8230)による断面の元素分析を行っ冷却速度に関しては，加熱終了後 25 秒ほどで 673 K にた．断面観察用のため，試料の一部を低速ダイヤモンド切まで温度が低下し，加熱終了後 110 秒で 400 K 以下まで冷断砥石で水冷しながら切断し，冷間硬化樹脂に埋込後，エ却された．したがって，加熱の際に試料が高温に曝される

メリー紙#120～#800 による研磨加工を施し，最終的に 1

時間は，従来の炉中ろう付(数十分～1 時間)と比較して非μm ダイヤモンド粒子を用いてバフ研磨加工を行い，観察常に短時間となっている．
図 7 に，加熱前のチャンバー内酸素濃度測定結果を示す．

用試料を作製した．接合界面の密着性評価には，超音波顕微鏡(日立建機ファインテック株式会社製 HSAM220)を用

いずれの条件においても，時間経過と共に酸素濃度は低減

い，せん断強度測定には，材料試験機(株式会社島津製作した．この低減傾向はガス置換によるタンク内ガス濃度分

所製 AGS-5kNB)を用いた．接合面積によるせん断強度へ

布モデル 18) と同様の傾向を示した．Ar ガス流量が 1 L/minの影響を防ぐため，せん断試験で得られた応力値を上述の～3 L/min の場合，バルブ操作等に起因するバラツキ要因

超音波顕微鏡を用いて測定した接合部面積で割った値をの影響が考えられるガスフロー直後を除き，100 秒経過後

せん断強度とした．

はほぼ同様の酸素濃度低減傾向を示した．一方，Ar ガス
流量が 4 L/min～10 L/min の場合，酸素濃度はガス流量の３．実験結果及び考察増加と共に低減傾向を示した．これらの結果から，酸素濃図 6 に加熱の際の代表的な超硬合金裏面温度プロファ

度の低減には，ガス流量による閾値が存在することが分かイルを示す．温度上昇は，1 辺目の加熱開始時から 4 辺目

る．この閾値には，残留酸素の吸着に影響すると考えられ

レーザブレージングまでの保持時間図  レーザ加熱中の超硬合金基板裏側の温度プロファイル

図  チャンバー内酸素濃度測定結果- 75 -

a) 1 L/min    
予備排気なしb) 5 L/min      c) 10 L/min    
予備排気なし予備排気なし





WC–Co

O, Ag, Ti および Cu の各元素の EPMA 元素分析結果である．
d)に試料の切断部位を示す．なお，a)の上部の冷間硬化樹

WC–Co

WC–Co

脂とろう材の間には，硬化時に発生した収縮によりすき間2mmが発生しており，ろう材表層部分には冷間硬化樹脂は付着していない．ろう材表面には，b)に示すように酸素が存在

ろう付条件として不適

33 ppm である．a)は SEM 像，b)，c), e)及び f)はそれぞれ，

h–BNd) 5 L/min    
予備排気あり

ろう材表面
が酸化

料の Ag–Cu–Ti ろう材表層部の断面観察・面分析結果を示す．この試料を作製した際の加熱開始時の残留酸素濃度は


h–BN

h–BN

図 9 に予備排気なし・Ar ガス流量 1 L/min で作製した試

し，その分布は d)に示す Ti と重なっていることが分かる．

ろう材表面は酸化せず

h–BN

上述の理由により，ろう材表層から検出される酸素は，冷間硬化樹脂由来のものではないと考えられる．したがって，良好なろう付条件

WC–Co

ろう材表層に厚さ 2 μm 程度の Ti の酸化物が生成していることが分かった．また，Ti はろう材表層のみに存在しており，ろう材母相中に Ti は見られない．このことから，

図  作製試料の外観と Ar 流量/予備排気有無の影響比較

溶融したろう材に含まれる Ti の酸化は短時間で進行し，る，装置の内面積や試料の密度(セラミックスの開気孔か未反応の Ti はほとんど存在しないものと推察される．
図 10 に予備排気なし・Ar ガス流量 10 L/min で作製したらの残留酸素の放出)等が影響するものと考えられる．
筆者らのこれまでの研究

h–BN/Ag–Cu–Ti ろう材界面の断面観察・面分析結果を示

16, 17)において加熱を開始した

180 秒付近で比較した場合，Ar ガス流量 1 L/min の場合の酸素濃度は，33 ppm 以上となった．Ar ガス流量を 5 L/mina) SEM Imageまで増加させた条件では 10 ppm となり，さらに 10 L/min

b) O

c) Ag

e) Ti

f) Cu

冷間硬化樹脂とした場合は 3.8 ppm まで低減した．この値は，真空排気後 Ar ガス流量 5 L/min とした比較条件における値(1.8Ag–Cu–Ti
ろう材ppm)に近い酸素濃度となった．
図 8 に，作製試料の外観と Ar 流量/予備排気有無の影響

2μmd) 切断部位

比較を示す．いずれの試料も Ar ガスフロー開始後 180 秒(f)

後に加熱を開始している．a)に示す予備排気なし・Ar 流

Cu

量 1 L/min の場合，ろう材のフィレット部分が酸化していることが確認できた．一方，b)～d)に示す予備排気な
し・Ar 流量 5 L/min, 10 L/min および予備排気あり・5

図  Ar ガス流量 1 L/min・予備排気なしの条件にて作製した試料の Ag–Cu–Ti ろう材表層部断面観察・面分
析結果L/min の場合 17)には，接合界面からはみ出したろう材表
面に明確な酸化は見られなかった．したがって，今回の実験結果におけるレーザブレージング中の Ti の酸化閾値は10 ppm ～30 ppm の間に存在すると推定される．これらの結果は，図 7 の酸素濃度測定結果と一致する．

a) SEM Image

さらにこれらの結果は，Al 製ラジエータのろう付等に多用される Nocolok ろう付に用いられる雰囲気中の残留
酸素濃度の上限(20～25 ppm)19, 20)とも良い一致を示す．酸化物の標準生成自由エネルギー・温度図

h–BN
Ag–Cu–Ti
ろう材9)で比較すると，室温～ろう付温度付近での Al と酸素との反応性は Ti よりも高い．Nocolok ろう付は N2 雰囲気中で実施されており，

d) Ti

b) O

c) Ag

e) N

f) Cu

冷間硬化樹脂100μm(f) Cu

本研究におけるろう付温度や加熱時間等は Nocolok ろう付と異なるものの，今回の実験結果におけるレーザブレー
ジング中の Ti の酸化挙動と残留酸素濃度上限との相関は同様の傾向を示すことが明らかとなった．
図 7 および 8 の結果を踏まえ，ろう付試料の断面観察を行い，ろう材表層部および内部の Ti 酸化の有無について
元素分析を行った．

- 76 -図  Ar ガス流量 10 L/min・予備排気なし の条件で作製した h–BN/Ag–Cu–Ti ろう材界面の断面観察・
面分析結果

b)c)
Ag–Cu–Ti

h–BN

WC–Co

ろう材

累積破壊確率 (%)a)

2mm
せん断強度 (MPa)

d)

e)

f)
Ag–Cu–Ti

h–BN

ろう材

WC–Co

累積破壊確率 (%)(A) 5 L/min 予備排気あり(B) 10 L/min 予備排気なし

せん断強度 (MPa)図  作製した試料の超音波顕微鏡による界面の密着性評価とせん断強度のワイブルプロット(A) Ar ガス流量 5 L/min・予備排気あり (B) Ar ガス流量 10 L/min・予備排気なし
す．この試料を作製した際の残留酸素濃度は 3.8 ppm であ場合，ろう材の酸化による重量増が確認されたとの報告がる．a)は SEM 像，b)～f)はそれぞれ O, Ag, Ti, N および Cu

ある 22)．今回の場合，残留酸素濃度が 3.8 ppm の場合でもの各元素の EPMA 元素分析結果である．a)の左上が h–BN,

ろう材の酸化は確認できなかった．この違いは，ろう材の下部の白色を呈している部分が Ag–Cu–Ti ろう材である．

酸化が顕著に進行する高温に曝される時間の違いによる

冷間硬化樹脂硬化の際に発生した収縮により，ろう材とのものと考えられる．レーザブレージングの場合，ろう材の間にはすき間が発生している．この表面は，ろう材溶融時

溶融温度以上に加熱されるのは数秒程度に限定されるたにチャンバー内部の残留酸素を含む Ar に接している部分

め，数 ppm 程度の残留酸素濃度では，ろう材中に含まれである．b)から，酸素の分布は樹脂成分の領域にのみ見らる Ti の酸化がほとんど進行しないことに起因すると推察

れ，ろう材表面には明瞭な酸化は確認できなかった．これされる．

は，上述のように冷間硬化樹脂とろう材の間にすき間があ

これまでの結果を踏まえ，最も残留酸素濃度の低い条件ることからも裏付けられる．c)と f)に示される Ag と Cuである，(A)予備排気あり・Ar ガス流量 5 L/min と，予備

はろう材の主成分を構成しており，共晶組織として分布し排気を行わないグループの中で最も残留酸素濃度の低いていた．e)に示される N は h–BN の領域に分布していた．

条件となった，(B)予備排気なし・Ar ガス流量 10 L/min のd)に示される Ti のほとんどは，h–BN と Ag–Cu–Ti ろう材

2 条件について，超音波顕微鏡による界面の密着性評価を界面に分布しており，同界面にて N と分布が重なってい行うと共に，それぞれの条件におけるせん断強度測定をることが確認された．これは，レーザブレージング中に行った．結果を図 11 に示す．a), d)が試料外観，b), e)が超Ti–N の反応層が形成されたことを示す 21)．反応に寄与し音波顕微鏡観察結果，c), f)がせん断強度のワイブルプロッ

なかった Ti については，d)と f)の分布のようにろう材母トである．b), e)の中央黒色部が，溶融した Ag–Cu–Ti ろう

相中の Cu と反応し，Cu–Ti の金属間化合物として分布し材である．(A), (B)いずれの条件においても，接合界面にているものと推察される 16)．また，b)及び d)の分布からは，大きな欠陥は見られなかった 17)．せん断試験を実施した

Ti と O の分布に重なりは確認されなかった．このことか

ところ，いずれの試料も接合界面に近い h–BN 側で破断がら，予備排気なし・Ar ガス流量 10 L/min にて作製された発生した．せん断強度のワイブルプロットは，(A), (B)い試料のろう材表面における酸化層の存在は確認されないずれの条件でも直線的な分布を示しており，単一の破壊

ことが明らかとなった．

モードを示すことが推察される．平均せん断強度 μ は(A)

図 9 と図 10 の結果を比較すると，加熱時の Ar 雰囲気中が 6.5 MPa，(B)が 8.0 MPa であった．セラミックスとしての残留酸素の ppm オーダーの違いが，レーザを熱源とし用いた h–BN 自体の強度ばらつきがあること 15)を考慮す

た短時間加熱においてもろう材の酸化挙動に大きく影響ると，得られたせん断強度の差は，ばらつきの範囲内であすることが分かった．過去の研究事例では，Ar 雰囲気中ると考えられる．

の残留酸素濃度が 3 ppm の条件下で長時間加熱を行った- 77 -

４．まとめ参考文献

内容積 145 mL の小型チャンバーを用いたセラミックス1)

佐久間 健人：セラミックス材料学, 海文堂 (1990).

と金属の異材レーザブレージングにおいて，酸素濃度測定

2)

矢野経済研究所 編：パワー半導体の世界市場に関するを実施した．波長分散型検出器を有する EPMA を用い，ろう材中に活性成分として含まれる Ti の酸化に関し，Ar

調査結果 2014, 矢野経済研究所(2014).
3)

H. Yamada: Journal of Plasma and Fusion Research, 90-2
(2014), 152.

ガス流量や予備排気の有無についての影響を明確にした．
4)

詳細を以下に記す．
(1)

岩本 信也, 宗宮 重行 編: 金属とセラミックスの接Ar 雰囲気中の残留酸素濃度が 33 ppm において，合, 内田老鶴圃 (1990).

Ag–Cu–Ti ろう材中の活性成分である Ti の酸化が観5)

柴柳 敏哉：溶接学会誌, 79-7 (2010), 27.

察された．このときの Ar フロー条件は，予備排気な

6)

Y. Nakao, K. Nishimoto and K. Saida: ISIJ International,

し・Ar 流量 1 L/min であった．
(2)30-12 (1990), 1142.

Ar 雰囲気中の残留酸素濃度が 10 ppm まで低下する

7)

J. Watanabe, N. Ohtake and M. Yoshikawa: Journal of theと，Ag–Cu–Ti ろう材中の活性成分である Ti の酸化は確認されなかった．このときの Ar フロー条件は，Japan Society for Precision Engineering, 58-5 (1992), 797.
8)

H. Mizuhara and E. Huebel: Welding Journal, 65-10 (1986),

予備排気なし・Ar 流量 5 L/min であった．
(3)

43.

Ar フロー条件を 10 L/min まで増加させると，予備排9)J. F. Elliott, M. Gleiser: Thermochemistry for Steelmaking,Vol. I (1960), Addison-Wesley.

気を行わない場合であっても，雰囲気中の残留酸素濃度が 3.8 ppm まで低下した．この値は，従来得ら

10)

荒賀 靖：溶接技術, 63-2 (2015), 85.

れていた予備排気あり・Ar 流量 5 L/min の場合と同

11)

福島 明：溶接学会誌，76-1 (2007), 26.

等の値である．このときの平均せん断強度 μ は 8.0

12)C. E. Witherell and T. J. Ramos: Welding Journal, 59-10

MPa であり，破壊は接合界面近傍の h–BN 側で発生
13)

した．
(4)

(1980), 267.S.
J. Felba, K.P. Friedel, P. Krull, I. L. Pobol and H.

不活性ガスである Ar の流量を制御することで残留

Wohlfahrt: Vacuum, 62 (2001), 171.

酸素濃度の低減が可能となり，活性成分である Ti の

14)

K. Saida, W. Song and K. Nishimoto: Materials Science
Forum, 539/543 (2007), 4053.

酸化が抑制された。真空排気工程を省略した条件であっても，Ag–Cu–Ti 活性金属ろう材を用いた h–BN

15)

R. H. Biddulph: Proceedings of the 1st European
Symposium on Engineering Ceramics, (1985), 45.

と超硬合金のレーザブレージングにおいて，十分な
16)

接合強度を得られることが明らかとなった．

Y. Sechi, T. Tsumura and K. Nakata: Materials & Design,
31 (2010), 2071.


本研究で用いたような内容積の小さなチャンバーであ

17)

Y. Sechi, K. Nagatsuka, K. Nakata: Journal of Physics
Conference Series, 379 (2012), 012048.

れば，活性材の酸化防止に必要となる不活性ガスの使用量も抑制可能となるため，上述の手法を用いることで，より

18)

N. Fukuchi and J. Suhara: Journal of the Society of Naval
Architects of Japan, 1978 (1978), 296.

経済的な接合が実現できる．
現在，汎用のレーザ加工機等を用い，より簡便な接合プ

19)

M. Komura, T. Yoshikawa and K. Matsumoto: The Bulletinof Institute of Technologists, 3 (2012), 31.

ロセスの構築を図り，レーザブレージング技術のさらなる高度化を実現すべく，研究開発を進めているところである． 20)

K. Kanda, K. Watanabe, Y. Yanagawa: JP Patent 5845189.

21)



A. K. Chattopadhyay and H. E. Hintermann: Journal of謝 辞

Materials Science, 28 (1993), 5887.

本研究の一部は，大阪大学接合科学研究所「接合科学共22)

A. J. Moorhead and H. Kim: Journal of Materials Science,
26 (1991), 4067.

同利用・共同研究拠点」制度に係る共同研究の一環として行われました．この場を借りて御礼申し上げます．また，


公益財団法人天田財団からの一般研究開発助成により実施した研究に基づいていることを付記するとともに，同財団に深く感謝致します．

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- 78 -