摩擦攪拌接合による鋼と高強度アルミニウム合金の異種金属接合材のプレス成形性
地方独立行政法人 大阪府立産業技術総合研究所 金属材料科研究員 田中 努
（平成 21 年度一般研究開発助成 AF-2009024）
キーワード：摩擦攪拌接合、テーラードブランク、異種金属、深絞り加工
１．研究の目的と背景

ると、接合温度の低下とともに接合材の強度が上昇する

近年、輸送機器分野では、燃費の向上を目的とした車ことが明らかにされている 3)。FSW を適用することによ体軽量化が最も重要な課題の一つとなっている。現在、り、より高品質な鉄鋼とアルミニウム合金の接合材を作

高張力鋼板の使用による使用重量の低減、アルミニウム製することが可能であるが、実際のテーラードブランク合金・マグネシウム合金・炭素繊維複合材料などの軽量工法では、接合材の接合強度だけではなく優れたプレス材料の適用、異厚・異材接合材による材料の適材適所化成形性も求められる。しかしながら、接合材の作製が困（テーラードブランク工法）などの軽量化技術が実用化難であったことに起因して、鉄鋼とアルミニウムの接合されている。最近、さらなる軽量化技術として、鉄鋼と材のプレス成形性についての研究はほとんど行われていアルミニウム合金のテーラードブランク化に注目が集まない。そこで本研究では、鉄鋼とアルミニウム合金の接っている。しかしながら、鉄鋼とアルミニウムの溶融溶合材の深絞り性について調査するとともに、その挙動・接では、界面に非常に脆い金属間化合物相が形成され、特徴を明らかにし、深絞り性の改善法について検討を行

健全な継手を得ることが困難であった

1)。その金属間化った。

合物の形成を抑制し健全な継手を作製する接合方法として大きな期待が寄せられているのが、摩擦攪拌接合（FSW）で あ る 。 FSW は 1991 年 に 英 国 の TWI(The WeldingInstitute)で開発された接合技術である。図１に FSW の接合原理の模式図を示す。ショルダとプローブと呼ばれる部分から成る特有の形状を有するツールを高速回転させながら材料に挿入し、回転ツールと材料間に発生する摩擦熱とツールの回転による材料の撹拌を利用して接合する技術である。FSW は溶かさない接合、いわゆる固相接合の一種であり、低入熱で接合が可能なため、溶融溶接が困難な材料に対しても接合することができ、接合後のひずみも抑制され高品質な接合材を作製することがで
きる 2)。そのような利点から、現在までアルミニウムを中心とした低融点材料で多くの実用化がなされている。
上述の鉄鋼とアルミニウムの接合時に形成する金属間化合物は接合温度に依存するため、低入熱で接合ができる
FSW は、異種金属接合に適した接合方法である。実際に、FSW の接合条件を変えることによって接合温度を制御す

図 1 摩擦攪拌接合の原理図

２．実験方法
本研究では、鉄鋼とアルミニウム合金の接合材の深絞り性の特徴を明らかにするために、種々の組み合わせの接合材を作製して試験を行った。接合母材は、厚さ 1mmの市販亜鉛めっき鋼板(SGCC)と強度が異なる 3 種類のアルミニウム合金(1100-O、5052-O、5182-O)を用いた。これら母材の機械的性質を表 1 に示す。これら 4 種類の母材を用いて、表 2 に示す 5 種類の接合材を FSW によって作製した。過去の報告 4)に倣って、アルミニウム合金同ー 117 ー表 1 供試材の引張特性

表 2 接合材の引張特性と深絞り性

図 2 各接合材の LDR における深絞り後の外観士を接合する際は、ツール回転軸を突合せ面直上で接合

は、パンチ直径 40mm、パンチ肩半径 4mm、ダイ内径 42.5mm、し、SGCC とアルミニウムを接合する場合には、アルミニ

ダイ肩半径 8mm を使用し、パンチスピードは 60mm/min、ウムを Retreating side（ツールの回転方向と接合方向

しわ押さえ力 3kN、潤滑材は豊国石油㈱のプレスオイルが逆になる側。その逆を Advancing side という）に配置

S-3 を両面に塗布して行った。

し、さらにプローブが鋼板にわずかに接触するようにツール回転軸を移動させて接合を行った（図 1 参照）。接合にはショルダ部の直径 10ｍｍ、プローブ部は直径 3mm、長さ 0.9mm の逆ねじを切ったツールを使用した。接合条件は、予備試験より得られた適正条件のツール回転数1500rpm、接合速度 300mm/min を採用した。深絞り試験で３．実験結果および考察
３．１．接合材の深絞り性
表 2 に、5 種類の接合材の引張試験および深絞り試験結果を示す。接合材の引張試験は、突合せ面に対して垂直方向に行った。すべての組み合わせにおいて、継手効ー 118 ー

率が 85%以上となり、良好な接合材が作製できていることがわかった。深絞り試験における限界絞り比(LimitingDrawing Ratio:LDR)については、5052 合金同士の接合材を除いて母材よりも接合材のほうが低くなった。1100 とSGCC の接合材の LDR は 1.7 と最も低い値を示したが、そのほかの接合材については 1.8 以上の絞りが可能であることがわかった。図 2 に各接合材の LDR における絞り後の試料外観を示す。 (a)から(d)の異種金属接合材では、突合せ面の側壁端部における軟質材側の材料の突出や底図 3 接合材の LDR と接合材を構成する両母材の平均 LDRとの比と母材の強度比との関係部における接合ビードの硬質材側への張出しなどの成形の不均一性が観察された。この変形の不均一性は、LDRが低い接合材ほど顕著であった。図 3 には、接合材の LDRと両母材単体 LDR の平均値との比と、母材の強度比との関係を示す。母材の強度比が上昇するにつれて、接合材の LDR が低下している。つまり接合材の深絞り性は、接図 4 深絞り中に破断した試料外観合母材の強度の差に強く依存していることがわかった。
図 4 に SGCC と 1100 の接合材におけて深絞り中に破断した試料の外観を示す。深絞り加工ではパンチ肩部で破断するのが一般的であるが、異種金属接合材ではパンチ肩部ではなく、接合界面から数 mm 離れた軟質側底部において接合線に沿って破断することがわかる。そこで、深絞り後のカップ底部のひずみを 2mm ピッチの格子状のけがき線の変位から算出した。図 5 に、SGCC と 5052 の接合材の接合線に対して垂直方向(εx)と平行方向(εy)のひずみ分布を示す。接合線から約 5mm 離れた 5052 側に、20%を超す垂直方向の高いひずみが観察された。一方、平行方向には顕著なひずみは観察されなかった。つまり、この高ひずみ領域のひずみ状態は平面引張ひずみモードになっていることが示唆される。小原らの報告 5)によると、5052 合金の平面引張ひずみモードでは、主ひずみが約20％で破断するため、局所的に破断限界に達していると考えられる。以上の実験結果より、異種金属接合材では、母材の強度差により成形中の材料変形が局在化し、さらにその領域が平面引張ひずみモードになるため、深絞り性が著しく低下することがわかった。

図 5 SGCC と 5052 の接合材における深絞り途中のカップ底部のひずみ分布
え、テーラードブランク工法における金型設計や研究開発には成形中の材料状態を予測するためのシミュレーション技術を確立することが重要かつ効果的である。そこで、汎用の構造解析ソフト(LS-DYNA)を用いて、実験結果との比較を行い、解析結果の妥当性を評価した。降伏関数は、SGCC については Hill’48 を、アルミニウム合金については Yld2000-2d を用いた。材料の異方性も考慮するために、表 1 に示した各母材の r 値も計算に組み込んだ。摩擦係数は、実際の深絞り試験で計測した絞り荷重とシミュレーションにおける絞り荷重が一致する摩擦係数を採用し、SGCC は 0.12、アルミニウムは 0.17 である。
図 6 に、各接合材の深絞り後の実験とシミュレーション

３．２．シミュレーション解析
前節のように、異種金属接合材の成形は材料挙動が複における上面図を示す。シミュレーションで予測された雑であり成形性を予測することは容易ではない。それゆ

外観は、フランジ部における耳の形状や接合線の湾曲なー 119 ー

図 6 各種接合材の実験とシミュレーションによる深絞り後の外観

図 7 各種接合材の深絞り後のカップ中心から接合線に垂直方向の距離と実測およびシミュレーションで予測された板厚の関係ど実験結果とよく一致していることがわかる。また、図３．３．深絞り性改善法の考察

7 に、深絞り後のカップ中心から接合線に垂直方向の距3.1.で、異種金属接合材の深絞り性が劣化するのは、離と板厚の関係を実測値とシミュレーション値で表す。

成形過程で軟質材側に変形が局所化するためであること

SGCC と 1100 の接合材と、SGCC と 5052 の接合材において、を示した。深絞り性の改善のためにはこの局所変形を抑実測値とシミュレーション値との差が大きくなっている制することが重要である。これまでに、底部におけるカ箇所が存在するが、それ以外における誤差は数％以内でウンターパンチの適用 6)や、しわ押さえ力の制御 7)等にあり、異種金属接合材でも適切に深絞り中の材料状態をよって、テーラードブランクの成形性の改善を試みる報予測できることがわかった。

告がある。しかし、これらの方法は成形装置の複雑化につながるため、本研究ではより簡潔に摩擦の影響についー 120 ー

図 8 SGCC と 1100 の接合材において摩擦係数が変化したときの第一主ひずみのシミュレーション結果て着目し、シミュレーションでその効果を予測した後、まり、摩擦係数は両母材で同程度にすることが TWB の深実際の試験で確認を行った。図 8 に、SGCC と 1100 の接絞り性改善のために肝要であることを示唆している。ま合材において、両母材の摩擦係数を 0.30、0.45、0.60た、外観写真より LDR の上昇にともなって、カップ底部と変化させたときに予測される第一主ひずみ分布を示す。の接合線の曲率が緩和していることがわかる。特に、松なお、図 8(a)は 3.2.で行ったシミュレーション結果、つ脂ペーストを用いた場合には、LDR が高いにも関わらずまりプレスオイル S-3 を用いたときの結果である。両母接合線はほぼ直線を維持しており、図 8 における予測の材の摩擦係数をあげることによってカップ底部のひずみとおりアルミニウム側のひずみの局所化が緩和されていの不均一さが緩和されていることがわかる。また、図ることがわかる。

8(a)から(b)にかけて、軟質側の局所ひずみがほぼ消滅していること、およびフランジ部の絞り込み量がほぼ同じになっていることから、摩擦係数は 0.60 などのように劇的に上げる必要はなく、少しの増摩でも大きな効果があることが示唆された。実際の増摩方法として、無潤滑と粉末の松脂を水でペースト状にしたものを用いた。3.2.と同様に、シミュレーションで摩擦係数を予測したところ、無潤滑では SGCC は 0.42、アルミニウムは 0.22 であり、松脂ペーストでは SGCC は 0.25、アルミニウムは 0.24であった。これまでの結果より、深絞り中底部は変形し難くし、フランジ部は絞り込みやすくすることが重要で

図 9 SGCC と 5052 の接合材において増摩剤を用いたときの LDR と深絞り後の外観

４．結論あると予測されるため、増摩はパンチと素板間のみに施本研究で、実験結果と数値計算技術を用いて、摩擦攪し、残りの接触面はプレスオイル S-3 を塗布して深絞り拌接合によって作製された異種金属接合材の深絞り挙動を行った。図 9 に、SGCC と 5052 の接合材の各摩擦条件を明らかにした。さらに、その結果を基に、深絞り性のにおける LDR とカップ外観を示す。パンチと素板間を無改善法の検討も行った。異種金属接合材の深絞り性は、潤滑もしくは松脂ペーストにすることによって深絞り性接合材を構成する二つの母材単体よりもかなり低くなるが改善されていることがわかった。また、深絞り性の改ことがわかった。また、カップ底部の接合線が硬質材側善効果は無潤滑よりも松脂ペーストのほうが高かった。に移動する現象や、軟質材側の接合線付近に成形性が乏

これは、無潤滑ではアルミニウム側よりも SGCC 側の摩擦しい平面引張ひずみモードの局所的塑性ひずみ領域が観力が極端に高くなることから、アルミニウム側における察された。これらは、両母材の強度差に強く依存してい変形の局所化が解消しなかったためだと考えらえる。つることがわかった。この局所ひずみ領域を解消し深絞りー 121 ー

性を改善するために、深絞り中の摩擦力に着目して数値計算による材料挙動の予測と確認実験を行った。その結果、パンチ素板間の摩擦係数を両材料とも等しく上昇させることによって、局所ひずみおよび接合線の移動が緩和され、松脂ペーストで両母材の摩擦係数を約 0.25 程度にすることで、通常のプレスオイルを用いた場合よりもLDR が約 17%上昇することを明らかにした。

謝辞
本研究は、天田金属加工機械技術振興財団平成 21 年度一般研究開発助成（AF-2009024）により実施したものであり、ここに感謝の意を表します。また、摩擦攪拌接合や深絞り試験、シミュレーションの実施にあたり多大なご協力をいただいた、関西大学化学生命工学部森重大樹
助教、地方独立行政法人大阪府立産業技術総合研究所の白川信彦氏、平田智丈氏、四宮徳章氏に謝意を表します。

参考文献
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