塑性流動を利用した高衝撃エネルギー吸収特性を有する複合ポーラス金属の創製
芝浦工業大学 工学部 機械工学科教授 宇都宮 登雄（平成 25 年度一般研究開発助成 AF-2013015）
キーワード：ポーラス金属，摩擦攪拌，傾斜機能材料

１．緒言

本研究では，低強度および高強度ポーラスアルミニウム

ポーラス金属は超軽量でエネルギー吸収特性に優れたの作製および静的／衝撃圧試験を実施し，低強度／高強度材料 1-3)であり，自動車に代表される輸送機器では衝撃吸のポーラスアルミニウムのプラトー領域での圧潰状況の収材として，また産業用機械部品や構造部材の軽量化材料観察を通して，応力低下のメカニズムを明らかにする．さとして広く活用が期待されている 4, 5)．著者らは，摩擦攪

らに，この応力低下メカニズムにもとづいて，応力低下の拌プロセス（Friction Stir Processing）技術を応用した，ポ改善を図ったポーラスアルミニウムの作製法の検討を行ーラス金属の作製法を確立した 6, 7)（以下，摩擦攪拌法とう．本作製法では，摩擦攪拌接合技術を活用し，ポーラス呼ぶ）．本方法は，摩擦攪拌による塑性流動を用いて金属アルミニウムの傾斜機能化や，低強度と高強度部の複合化

板材中に添加剤を均一に混入させるもので，高速プロセによる高強度化を目指す．また，作製した各種ポーラスア

ス・高いエネルギー効率といった特長を有している．さらルミニウムの力学特性を，X 線 CT 観察による気孔形態構に，摩擦攪拌法では摩擦攪拌接合（Friction Stir Welding）造と対応づけて事前評価できる手法を構築する．

技術も併用することが可能で，一個体内で気孔形態を変化させることにより，力学特性も傾斜的に変化させた傾斜機
能ポーラス金属も作製している 8, 9)．

２．低強度／高強度ポーラスアルミニウム
2.1 作製方法

一方，低強度と高強度板材を用いて作製したポーラス金

図 1 に，摩擦攪拌法を用いたポーラスアルミニウムの作属の静的／衝撃圧縮試験を実施したところ，異なる特性が製法の概略を示す．出発材として，純アルミニウム A1050現れた．すなわち，低強度ポーラス金属では，衝撃試験で（低強度）板材と，アルミニウム合金 A6061 およびアル現れるプラトー領域（連続的な局所圧潰により圧縮応力がミニウム合金ダイカスト ADC12（高強度）板材を用いた．

ほぼ一定となる領域）での応力は，静的試験のそれと同程

図 1(a), (b)のように A, B の板材間に添加剤（粉末）を挟み，度であったが，高強度ポーラス金属では，静的試験のそれ

A1050 では 5 列×2 パス，A6061 および ADC12 では 5 列×4より低くなった 10)．このことから，より高い衝撃エネル

パスのマルチパス 11)を行うことにより，添加剤をアルミギー吸収特性を有するポーラス金属，また種々のエネルギニウム合金中に混合させるとともに板同士を接合した．こー吸収特性を組み合わせた傾斜機能ポーラス金属の作製の A, B の接合材を裏返し，さらに C の板を重ねて同様ののためには，この応力低下のメカニズムの解明と，それを摩擦攪拌を繰り返した．添加粉末としては，A1050, A6061改善した高強度ポーラス金属の創製が必要と考えられる．

では，発泡剤の粒径 45 m 未満の水素化チタン（TiH2）粉また，ポーラス金属の実用化上の問題点として，力学特性末，気孔形態安定剤の粒径約 1 m のアルミナ（-Al2O3）が気孔形態に依存するため，その予測が難しいことがある．

粉末を用い，ADC12 では，内部含有ガスが発泡源となる

著者らは，マイクロフォーカス X 線 CT 観察を用いて気孔ため気孔形態安定剤のアルミナ粉末のみを用いた．TiH2形態の 3 次元構造の事前把握する技術を構築してきた 8, 9)．

粉末の添加量は，A1050 では，摩擦攪拌の対象体積分のア

この技術を圧縮試験結果と関連づけることで，力学特性ルミニウムの質量に対して 1 mass%，A6061 では 0.6 mass%（エネルギー吸収特性）を事前推定することが期待できる．とした．アルミナの添加量は，全ての材料で 5 mass%の同図1

摩擦攪拌法を用いたポーラスアルミニウムの作製法概略

=60%

10 mm

図4
図2

衝撃試験における圧潰状況(ADC12)

A6061 ポーラスアルミニウム

=60%10 mm

図5

弾性塗料塗布試験片の圧潰状況(ADC12)2.3 圧縮試験作製した試験片を用い，静的圧縮試験は JIS H 790212)，
衝撃圧縮試験は JIS H790413)にしたがって行った．静的試
験は，精密万能試験機（オートグラフ AG-100kNG，島津製作所）を用いた．試験片の変形挙動は，ビデオカメラによる外部観察で記録した．衝撃試験には，落錘式衝撃試験
図3

公称圧縮応力とひずみの関係(ADC12)量とした．ツール回転数および接合速度は，それぞれ，
A1050 では 2200 rpm, 100 mm/min，A6061 および ADC12では 1000 rpm, 100 mm/min であった．その後，図 1(d), (e)のように，積層板の攪拌領域から，機械加工によりプリカーサを切り出した．このプリカーサを電気炉内に入れて発泡させた後，電気炉から取り出し空冷した．発泡時の保持温度，保持時間は，A1050 では 1003 K，12~13 分，A6061
では 1003 K，11.5~12 分，ADC12 では 948 K , 10~12 分と1005K，8.5~10.5 分を採用した．発泡後のプリカーサから，
A1050, A6061 では 25 mm×25 mm×25 mm，ADC12 では 20mm×20 mm×20 mm の圧縮試験片を放電加工により切り出した（図 1(f)参照）．図 2 に，作製した圧縮試験片の例として A6061 のものを示す．発泡前後の密度より算出し気孔率 p は，A1050 では 83~91%，A6061 では 79~90%，ADC12では 74~83%であった．
2.2 気孔形態
作製した圧縮試験片の気孔形態は，マイクロフォーカス
X 線 CT（SMX-225CT，島津製作所）を用いて行った．X
線源はタングステンであり，試験片全体をコーンビームCT により撮像した．撮像条件は，X 線管電圧 80 kV，X
線管電流 30 μA，画像サイズ 512×512 pixel とした．取得した全ての 2 次元断層画像に対して 2 値化処理を行い，アルミニウムと気孔を分離し，その断面での局所気孔率 px と各気孔の相当円直径 d を算出した．さらに，各試験片における全気孔に対する平均値 dm を求めた．これらの処理には，WinROOF（三谷商事）を用いた．A1050, A6061, ADC12に対する dm の値は，それぞれ，1.8~2.4 mm, 1.9~2.5 mm，1.1~1.3 mm であった．

機（Dynatup 9250HV, Instron）を用いた．錘の質量は，A6061,ADC12 では 25 kg，A1050 では 6.5 kg とした．試験体の圧潰状態は，高速度カメラ（FASTCAM MAX 120K, Photron）を用いて撮影速度 6000 fps，サンプリング周期 1200 KHzで撮影した．
2.4 試験結果および考察
図 3 に，ポーラスアルミニウムの静的圧縮試験と衝撃圧縮試験で得られた公称圧縮応力とひずみの関係の例として，ADC12 の結果（黒およびグレーの実線）を示す．A1050や A6061 のような延性的な破壊を起こす材料では，プラトー領域における圧縮応力は，衝撃試験の方が高低の変動は大きくなるが，静的試験のそれと同程度であった 10)．
それに対し，図 3 の ADC12 の圧縮応力は，衝撃，静的試
験ともに同程度の高低の変動が起こるが，衝撃試験では，特に圧縮ひずみ 20%以降で静的試験のそれより低下する傾向が見られた．衝撃，静的試験いずれの場合でも，プラトー領域では層状の局所圧潰が繰り返し起こるが，A1050は延性が高いため破片の脱落は起こらない．図 4 に，ADC12 のポーラスアルミニウムの衝撃試験における圧潰状況の例を示す．ADC12 は，セル壁強度は高いが延性は低く脆性的な破壊を起こすため，破片の脱落が起こる．さらに，衝撃試験では図 4 のように，破片は短時間で飛散するようになる．したがって，この飛散により起こる試験片体積減少にともなう圧縮荷重の低下や，気孔内圧力の減少がこの領域での圧縮応力低下の原因と考えられる．
このことを確認するため，破片の飛散を押さえる処置として，弾性塗料（プロト PW-T，ハギテック）を側面（4面）に塗布し，0.04 mm 程度のゴム状皮膜を形成させた試
験片の圧縮試験を行った．図 5 に，圧潰状況の例として，衝撃試験での圧潰状況を示すが，弾性塗料の塗布によって破片の飛散は止められていることがわかる．図 3 に，弾性図6

傾斜機能ポーラスアルミニウムの作製法概略
より取り出して空冷した．保持温度，保持時間は，A6061/A1050 では 1003 K, 12.5~15 分，ADC12/A1050 では 1003 K,10.5~13 分とした．さらに，放電加工により，発泡後のプリカーサから 20 mm ×20 mm×40 mm の傾斜機能ポーラスアルミニウムの圧縮試験片を切り出した．図 7 に，作製した圧縮試験片の例として A6061/A1050 のものを示す．
図 8 に，複合化ポーラスアルミニウムの作製法の概略を示す．図 8(a)~(d), (a’)~(d’)のように，2.1 節に示した方法と同様の摩擦攪拌により添加粉末を混合した A1050, ADC12

図7

傾斜機能ポーラスアルミニウム(A6061/A1050)

塗料を塗布した試験片の公称圧縮応力とひずみの関係を破線で示す．この図より，静的試験のプラトー領域における圧縮応力は，弾性塗料の塗布の有無による差はほとんど現れないが，衝撃試験のそれは，圧縮ひずみが 20%以上では静圧縮試験の結果と同レベルまで上昇していることがわかる．これらの結果より，短時間での破片の脱落，飛散が圧縮応力の低下の原因であることが確認できる．

３．傾斜機能／複合化ポーラスアルミニウム
3.1 作製方法
ここでは，異なる金属種を接合し，力学特性を変化させた傾斜機能ポーラスアルミニウムと，ADC12 の周囲をA1050 で囲んで破片の飛散，脱落の防止を図った複合化ポーラスアルミニウムの作製を試みる．図 6 に，傾斜機能ポーラスアルミニウムの作製法の概略を示す．図 6(a)~(d),(a’)~(d’)のように，2.1 節に示した方法と同様の摩擦攪拌により添加粉末を混合した A1050, A6061, ADC12 の接合材を作製し，その攪拌部を中心に機械加工により切り出した．
さらに，図 6(e)のように，2 枚の接合材を，A6061/ A1050と ADC12/A1050 の組合せで 1 列×1 パスの摩擦攪拌接合により突き合わせ接合を行った．ツール回転数および接合速度は，それぞれ 1000 rpm, 100 mm/min であった．接合線を含む攪拌部から機械加工により切り出したプリカーサを電気炉に入れて発泡させ（図 6(f)参照），その後，炉の接合材を作製した．ただし，A1050 の TiH2 粉末の添加量は 0.6 mass%と 1 mass%を用い，摩擦攪拌は 7 列の広範囲で行った．続いて，図 8(e), (e’)のように，A1050 接合板の攪拌部より，内部を中空とした部材を切り出し，その中空部に ADC12 積層板の攪拌部から切り出した部材を挿入してプリカーサとした．さらに，図 8(f)のように，プリカーサを高温炉内で発泡させた後，炉より取り出して空冷した．保持温度，保持時間は，それぞれ 1003 K, 12~14 分であった．発泡後のプリカーサから ADC12 部が 20 mm×20mm×20 mm，周囲の A1050 部の厚みが 1, 2, 3, 5 mm の複合化ポーラスアルミニウムの圧縮試験片を放電加工で切り出した．図 9 に，作製した圧縮試験片の例として A1050部の厚みが 5 mm のものを示す．試験片全体の気孔率 p は80~83%であった．
3.2 気孔形態作製した試験片の気孔形態の X 線 CT 観察を，2.2 節に示した観察法と同様の方法で行った．傾斜機能ポーラスア
ルミニウムの平均相当円直径 dm は，A6061/A1050 では，A6061 層と A1050 層でほぼ同じで 2.3~2.5 mm，ADC12/
A1050 では，ADC12 層で 1.3~1.5 mm，A1050 層で 2.1~2.6mm であった．複合化ポーラスアルミニウムでは， ADC12部の気孔率 pADC12 は 76~83%，平均相当円直径 dmADC12 は1.8~2.3 mm であり ADC12 ポーラスアルミニウムのそれ（1.1~1.3 mm）より大きくなっていた．
3.3 圧縮試験およびその結果にもとづく考察
傾斜機能ポーラスアルミニウムおよび複合化ポーラス

図8複合化ポーラスアルミニウムの作製法概略

10 mm

複合化ポーラスアルミニウム(A1050 厚み: 5 mm)

A1050

図9

図 11

公称圧縮応力とひずみの関係(A6061/A1050

ADC12傾斜機能ポーラスアルミニウム)(a) =20%
図 1010 mm(b) =60%

ADC12/A1050 傾斜機能ポーラスアルミニウムの(a) =32%

圧潰状況
図 12アルミニウムの圧縮試験を，2.3 節に示した試験法と同様

10 mm(b) =61%

複合化ポーラスアルミニウムの圧潰状況(A1050 厚み: 5mm)の方法で行った．ただし，衝撃圧縮試験における錘の質量は 25 kg とした．図 10 に，傾斜機能ポーラスアルミニウを示している．この関係において，低強度層と高強度層そムの圧縮試験の圧潰状況の例として，ADC12/ A1050 の衝れぞれに対応したプラトー領域（図中の First plateau region

撃試験結果を示す．図中のグレーの矢印は，初期の試験片と Second plateau region）が現れ，それぞれの領域においにおける 2 つの層の境界を示している．この図のように，てプラトー応力が評価できることがわかった．

傾斜機能ポーラスアルミニウムの圧縮試験では，はじめに

図 12 に，複合化ポーラスアルミニウムの圧縮変形挙動低強度（A1050）層でのみ圧潰が開始し，その後，高強度の例として，A1050 部の厚みが 5 mm の結果を示す．A1050（A6061 や ADC12）層で圧潰が起こる．ただし，A6061/部の厚みが 5 mm, 3 mm のとき，この図のように，破片のA1050 では，延性的破壊を起こす材料の組合せのため，破飛散はほとんどみられず，A1050 部の延性変形により飛散片の脱落は現れないが，ADC12/A1050 では，ADC12 層で防止の効果が現れた．一方，A1050 部の厚みが 2 mm 以下破片の脱落，衝撃試験では破片の瞬時の飛散が発生した．

では薄く，効果は十分でなく飛散が確認される結果となっ

図 11 に，傾斜機能ポーラスアルミニウムの公称圧縮応力た．また，複合化ポーラスアルミニウムのプラトー応力にとひずみの関係の例として，A6061/ A1050 の衝撃試験のついては，圧縮荷重方向に対して垂直な断面に ADC12 部結果を示す．図中の矢印は，高強度層の圧潰が始まる境界と A1050 部を有しているため，ADC12 に対する圧縮応(a) A6061
図 13(a) ADC12 layer(b) A6061/A1050
局所気孔率 px の分布力に換算する形で定義することとした．すなわち，ADC12と A1050 母材の 0.2％耐力は，それぞれ 150 N/mm2, 30N/mm2 であり 14, 15)，この強度比（1：5）を用いて ADC12と A1050 部の断面積を補正し，次式により複合化ポーラ
スアルミニウムのプラトー応力plC を評価した．

 plC P
AADC12  0.2 AA1050(1)

ここで，P は圧縮負荷荷重，AADC12, AA1050 は，それぞれADC12 および A1050 部の断面積である．

(b) A1050 layer
図 14４．プラトー応力の推定

プラトー応力の試験結果と推定結果(ADC12,A1050 ポーラスアルミニウムと ADC12/A1050

4.1 推定法

傾斜機能ポーラスアルミニウム)｢局所気孔率が最大となる圧縮荷重に垂直な断面における平均応力lmax がその限界値cr に達したとき，層状の局ルミニウムと ADC12/A1050 傾斜機能ポーラスアルミニウ所変形が起こり，そのときの公称圧縮応力がプラトー応力

ムの ADC12 層の結果，図 14(b)は，1050 ポーラスアルミ

pl となる．｣と仮定することにより，pl は次式で推定でニウムと ADC12/A1050 傾斜機能ポーラスアルミニウムのきる 16)．

1050 層の結果を示している．これらの図には，静的試験

 pl  l max (1 p l max )  cr (1 p l max )(2)と衝撃試験の結果と，p を用いた推定結果の±20%誤差

ここで，plmax は局所気孔率の最大値であり，cr としては，（0.8p と 1.2p）の線もあわせて載せている．破片の飛散

0.2%耐力p と，次式で定義される流動応力fl を用いた．

がない A1050, A6061 ポーラスアルミニウムや，ADC12/ fl  ( p   u ) / 2(3)

ここで，u は引張り強さである．

A1050，A6061/A1050 傾斜機能ポーラスアルミニウムのA1050 層，A6061 層に対する試験結果は，図 14(b)のよう4.2 適用結果および考察に，ほぼ±20%誤差内に収まっている．また，fl を用い図 13(a), (b)は，それぞれ，X 線 CT 撮像により得られたた推定結果は，試験結果の最大値に対応するようである．

2 次元断層画像をもとに算出した，試験片上部からの距離

一方，ADC12 では，図 14(a)のように，破片の脱落のみがx（図 2, 7 参照）と局所気孔率 px の関係の例として，A6061

起こる静的試験では，試験結果はp を用いた推定結果のポーラスアルミニウム，A6061/A1050 傾斜機能ポーラスア

ほぼ±20%誤差内に収まったが，破片の短時間での飛散がルミニウムの結果を示している．このような px の分布よ起こる衝撃試験では，推定結果より 20%程度低くなった．

り，全ての試験片に対する plmax を求めた．なお，傾斜機

図 15 は，複合化ポーラスアルミニウムに対して推定法

能ポーラスアルミニウムでは，それぞれ 2 つの層に対するを適用した結果の例として，破片の飛散を防止できた

plmax を求めた．また，複合化ポーラスアルミニウムの plmax

A1050 部の厚みが 5 mm, 3 mm の結果を示している．図中は，圧縮負荷方向に垂直な断面の ADC12 と A1050 部を分には，参考として ADC12 ポーラスアルミニウムの静的圧けることなく，断面全体の局所気孔率 pl の分布をもとに縮試験および衝撃圧縮試験の結果を載せている．この図よ推定した．

り，複合化ポーラスアルミニウムの試験結果は，推定結果

図 14 は，プラトー応力の圧縮試験結果と式(2)による推に対して低い値となっていることがわかる．この主な原因定結果の例を示している．図 14(a)は，ADC12 ポーラスアとして，3.2 節に示したが，複合化ポーラスアルミニウムの ADC12 部の dm（1.8~2.3 mm 程度）は，ADC12 ポーラる場合，若干低い推定となったが，プラトー応力は推定可能となることがわかった．

謝辞

本研究は，公益財団法人天田財団の平成 25 年度一般研究開発助成（AF-2013015）のもと行われました．ここに記して，厚く感謝いたします．

参考文献
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図 15

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3) 金武直幸, 小橋眞: 軽金属 62 (2012) 122.

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5) 三好鉄二, 濱田猛, 金橋秀豪: R&D 神戸製鋼技報 57
スアルミニウムのそれより大きいことが考えられる．この気孔の粗大化は，複合化ポーラスアルミニウムのプリカー
サは ADC12 部の周囲を A1050 で囲んでいるため，発泡の際，ADC12 部の周囲方向への膨張が阻止され，気孔の合体が早めに起こったこと原因と考えられる．そこで，複合(2007) 95.
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化ポーラスアルミニウムの ADC12 部の平均相当円直径

8) Y. Hangai, K. Takahashi, T. Utsunomiya, S. Kitahara, O.

(dm)C と ADC12 ポーラスアルミニウムのそれ(dm)U の比を

Kuwazuru. N. Yoshikawa: Mater. Sci. and Eng. A, 534

用いて，次式でプラトー応力試験結果の補正を試みた．
(d )(4)
 plm  m C  plC(d m ) U式(4)による補正結果を，図 15 に黒い中実記号で示しているが，推定結果に近い値となった．補正の精度には問題があると思われるが，複合化ポーラスアルミニウムのADC12 部の(dm)C が，ADC12 ポーラスアルミニウム程度の値であれば，推定法の適用が可能となることが示唆される．今後，この気孔径の条件を満足する複合化ポーラスア
ルミニウムの作製と圧縮試験の実施を行いたい．

５．結言
A1050, A6061, ADC12 を用いて作製したポーラスアルミニウム，傾斜機能ポーラスアルミニウム，複合化ポーラスアルミニウムの静的／衝撃圧縮試験を実施した．その結果，プラトー領域での圧縮応力の低下は，破片の瞬時の飛散，脱落が原因であることがわかった．さらに，複合化により破片の飛散防止効果が現れることが確認できた．また，X線 CT 画像をもとにした推定法により，破片の飛散が起こ(2012), 716.
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