電磁圧接による超ハイテン鋼板とアルミニウム合金板との高速接合
千葉大学 工学部 総合工学科 機械工学コース
教授 糸井 貴臣
（2018 年度 一般研究開発助成 AF-2018012-B2）
キーワード：電磁圧接，異種金属接合，超ハイテン鋼，アルミニウム合金

1. はじめに

2. 実験方法

近年，地球温暖化防止の対策として，自動車，鉄道車

電磁圧接による板同士の重ね接合では，コイル上に接合両や航空機などの輸送機器の軽量化が注目されている．自する固定板と可動板に間隙を設けて設置して接合を行う．

動車の走行で排出される CO2 の排出量は駆動方法によらコンデンサに充電した電気エネルギーは接合条件の 1 つず車体の重量に比例する．従って，車体軽量化は CO2 排であり放電エネルギーW と表記する．コイルにパルス大電出量削減には重点事項の一つであり，車体軽量化に対する流が流れると，コイル中央部の周囲には高密度磁束が発生取り組みが積極的に行われている．車体軽量化で最も積極する．この磁束が可動板に交差すると，磁束の侵入を妨げ的に取り組まれてきたのは，図 1 に示す予測のように，自るように可動板内に渦電流が誘導される．ここで誘導され動車部品への高張力鋼鈑（590～1490MPa）の適用である

た渦電流と高密度の磁束が交差して可動板内部に上向き

1)．車体への高張力鋼鈑の適用により，衝突安全性が向上の電磁力が発生する．電磁力を受けた可動板は高速度で変するとともに，板厚低減による軽量化も達成されている．

形，衝突して固定板にシーム状に接合される．導電率の高今後も高張力鋼板を充分に使いこなした軽量化が進めらい金属ほど渦電流の電流値が大きいため，鋼板と Al 合金れていくと考えられるものの，部材の剛性を考慮すると，板の接合においては，導電率の高い Al 合金を可動板とす板厚低減にも限界がある．現行と比較して 30％以上の軽る．コイルにはクロム銅製の平板状 E 形ワンターンコイ量化が必要となった場合，部分的にアルミニウム合金（以ルを用いた．コンデンサ容量は 400μF，周波数は 33kHz

下 Al 合金）を用いたマルチマテリアル化を視野に入れるであった．供試材として可動板に 6061-O 板または 6061-T6必要がある．その場合，鋼と Al 合金の異種金属接合技術板を用いた．一方，固定板には DP780 鋼（JSC780Y）板が不可欠となる 2)．

または DP980 鋼（JSC980Y）板を用いた．JSC 鋼はフェラ

電磁圧接は電磁力により生じる衝撃力を利用した固相イト相とマルテンサイト相の 2 相組織であり，それぞれ引接合法であり，同種または異種金属同士の強固な接合が可張強さが 780MPa または 980MPa 級の DP 鋼である．板の能である 3, 4)

寸法は，Al 合金板および鋼板を 80×100×1.0mm とし，そ．

そこで本研究は，電磁圧接による DP780 鋼板と 6061-T6

れぞれの板を圧延方向と垂直に電磁圧接を行った．放電エ板の接合について，適切な接合条件を明らかにした後に，ネルギーW は 0.5～3.0kJ とし，間隙長 d を 0.38～5.22mm

DP980 鋼板と 6061-T6 板の接合を行い，その接合条件を検に調整して実験を行った．図 2(a)に 6061-T6 板と DP780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鋼板の接合板（以後，接合板は 6061-T6/DP780 鋼接合板の合特性を評価した．また，作製した接合板の接合界面につように略記する．）の外観を，図 2 (b)にその断面写真をそ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成について考察を行った．

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 1 ハイテン化の推移

図 2 (a)接合板の外観写真と(b)断面写真

3. 実験結果
図 3(a)に 6061-T6/DP780 鋼接合板の破断荷重と間隙長の関係を示す．W は 3.0kJ 一定とした．接合部剥離した試料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大荷重を示す．また，図には 6061-T6 板の破断荷重を実線で示す．接合は間隙長 d が 1.00 mm から 1.59 mm まで可能であり，d が 1.59 mm を超えると未接合で不可能であった．d=1.00 mm～1.59 mm で作製した試験片について引張

図 3(a) 6061-T6/DP780 鋼接合板の破断荷重と間隙長のせん断試験を行った．d=1.00mm では 0.8kN で接合部剥離関係と(b) 6061-T6 板における衝突速度と間隙長の関係したが，d=1.17mm～1.42mm では 6061-T6 板で母材破断した．さらに d を 1.59mm に広げた接合条件の場合は 0.4kN

図 4(a)に 6061-T6/DP780 鋼接合板の断面 BE（Backscatteredで接合部剥離を生じた．以上の結果から，d=1.17mm～Electron）像を示す．上側が固定板（DP780 鋼板）で下側1.42mm が適切な接合条件であり，6061-T6/DP780 鋼接合が可動板（6061-T6 板）である．電磁圧接では，可動板が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

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とわかった．

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

図 3(b)に 6061-T6 板における衝突速度と間隙長の関係をる．従って，中心線に対してほぼ対称に，図中に白線で示示す．W は接合条件と同じ 3.0kJ である．図中には母材破した部分の左右の 2 箇所で接合される．以後，この左右 2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．

か所を接合部と呼び，これらの幅の合計を接合幅とする．

間隙長 d=1.17mm～1.42mm の適切な接合条件での衝突速作製した接合板の接合部の BE 像を図 4(b)d=1.05mm，(c)度は 430m/s～459m/s の範囲である．d=1.59mm で衝突速度d=1.17mm および(d) d=1.59 mm にそれぞれ示す．図の左側は 479m/s，d=3.11mm で 531m/s へと速くなるが，接合板がコイルの中心線側であり，右側が接合端部側である．爆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でに引張強度が高い 2024-T3 板と 7075-T6 板の接合および接合が行われる．図 4(b)～(d)の接合界面には波状模様が観

6061-T6 板と DP590 鋼板の接合において，母材破断する強察される．電磁圧接では，固定板と可動板の角度が連続的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増加するために，中心線側から接合端部に向けて波長がられている．衝突速度の増加は衝突圧力の増加を意味する．

長くなる傾向を示す．図 4(b)の場合，矢印で示すようにコ

しかし，Fig.4(a)と(b)からは，6061-T6/DP780 鋼接合板のイル側近傍では約 10μm 程度，接合端部近傍では約 50μm

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程度である．また，いずれの接合界面からも波頭部分の内とから，接合条件において他の要因を検討する必要がある．

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

そこで，この原因を調べるために，接合部の組織観察を行は図 4(b)，(c)および(d)で 1.05mm，1.34mm，および 0.91mm

った．

であり，(c)が最も広く，引張せん断試験の結果において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 6 に放電電流と衝突時間信号の関係についてより良好な接合状態となる事を意味していると考えられ(a)d=1.17mm と(b) d=1.59mm の測定結果を示す．これらのる．

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 6(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 6(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．

図 4(a)6061-T6/DP780 鋼接合板の断面 BE 像， (b)d=1.05mm，(c) d=1.17mm および(d) d=1.59 mm に調整した接合板の断面 BE 像から測定した接合幅．
図 5 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，ᇞが右側の接合幅を示し，●が左右の接合幅の合計を示す．この図から，いずれの間隙長 d においても左右の接合幅がほぼ同じであることがわかる．また，接合幅が d=1.31mm で最大の 2.92mmとなり，その後に狭くなることがわかる．図中に，母材破断した接合板作製における間隙長の範囲を破線で示す．この事から母材破断には 2.38mm 以上の接合幅が必要である
事がわかるが，Fig.5(d)の結果からわかるように，間隙長 dを 1.59mm に広げると接合幅は狭くなる．つまり，より速い衝突速度で接合しているにもかかわらず，接合幅が狭くなることがわかる．

図6
図 5 各間隙長で得られた接合板の接合幅

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

この図から tc>tm では tc<tm と比較すると，2 枚の板が接図 7(c)と(d)に 6061-T6/DP780 鋼接合板と 6061-T6/DP980

触している圧接時間は短く，濃い灰色で示される部分の力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積を受ける事になるが，tc<tm では，この黒灰色の力積にらも，波状模様が観察され，6061-T6 母材に接合時の塑性加えて薄い灰色で示される部分の力積も受ける事になる．

流動により渦のように巻き込まれた母材同士が，アンカーつまり，tc<tm の接合条件の場合，衝突速度は僅かに遅く効果を生じていると考えられる．図 7(e)と(f)にそれぞれのなるが，コイルからより大きな電磁力の作用を受ける事にアンカー部分の拡大像を示す．いずれの SEM 像からも波頭なる W=3.0kJ の場合は放電電流の最大値は 280kA である．

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

可動板に及ぼす電磁力の影響を定量的に示す事は難しい察され，DP780 鋼板では母材内部の組織と比較して結晶粒ものの，電磁力が放電電流の 2 乗に比例することからも，が微細化している様子が分かる．一方，DP980 鋼板では，tc<tm の場合，可動板が薄い灰色で示される力積分の電磁母材の粒径が微細であるために判断しづらい．

力（最大電磁力を含む領域）の作用を受ける事が接合性に影響したと考察される．図 5 の結果から，衝突速度に起因する衝撃圧力に加え，最初の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きい場合，接合幅が広くなると考えられる．従って，衝突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つであると考えられる．
図 7(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 ，
6061-T6/DP780 鋼接合板と同程度の長さの接合幅であった．また同様に接合界面からは波頭部分の内側に部分的に中間層の形成が認められた．図 7(b)に 6061-T6/DP980 鋼接

図 7 (c) 6061-T6/DP780 鋼接合板，(d) 6061-T6/DP980 鋼合板（W=3.0kJ, d=1.17mm）の引張せん断試験後の試験片接合板の接合界面 BE 像．(e)と(f)は，それぞれのアンカの外観写真を示す．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 に加えてー部分の拡大 BE 像.

d=1.31mm でも 6061-T6 板で母材破断する強固な接合が可

そこで，作製した 6061-T6/DP980 鋼接合板（W=3.0kJ，能であった．つまり，6061-T6 板と DP780 鋼板との接合のd=1.17mm）について接合界面の SEM 観察および EBSD に場合と同様に，衝突時間が tc<tm の場合に良好な接合が可よる結晶方位解析を行った．図 8 に 6061-T6/DP980 鋼接合能であり，上記の考察と一致する．しかし，d=1.42mm で板の(a)SEM 像，(b)Fe マップ，(c) Al マップ，(d) IQ（Imageは未接合であることから，6061-T6 板と DP780 鋼板との接Quality）マップ，(e)IPF（Inverse Pole Figure）マップ，お合条件と比べると，より接合条件が狭くなることが分かっ

よび(f)KAM（Kernel Average Misorientation） マップを示た．

す．SEM 像から接合界面には固定板と可動板の衝突時の塑性流動により生じた波状模様が観察される．図 8 (b)Feおよび(c)Al の元素マップからは，DP980 鋼板と 6061-T6板との接合界面が明瞭にわかる．図中には，波頭部分の内側に Fe と Al の両元素が共に分布している領域が確認され，板厚方向に 10μm 程度の中間層を形成している事が分かった．図 8(d)IQ マップでは IQ 値の低い領域が中間層に対応しており，微細な結晶粒が形成されたことが示唆される．
図 8 (e)IPF マップには，結晶粒の方位差を 15 度以上とした境界線（結晶粒界）を合わせて示す．白枠で囲った接合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り，母材の粒径と比較すると，微細化している様子が分かり，接合界面に沿って 1μm 以下の結晶粒が観察された．

図 7 (a) 6061-T6/DP980 鋼接合板（W=3.0kJ, d=1.17mm）

結晶方位はランダムである．この組織形成は，局部溶解の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の断面 BE 像.(b) 6061-T6/DP980 鋼接合板（W=3.0kJ,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d=1.17mm）の引張せん断試験後の試験片の外観写真.

ると考えられる．図 8 (f)の KAM マップは個々の測定点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てである．鋼板の強度が高くなるにつれて，接合可能な間隙いる．KAM マップに示されるひずみの蓄積度から，接合長の範囲は狭くなり，接合条件が限られるが，この条件を時に鋼板側（固定板側）に 10μm 程度まで比較的多くのひ満たす間隙長で 6061-T6 板と 1GPa 級ハイテン鋼板の接合ずみが導入されたと考えられ，(e)と比較すると，結晶粒が達成できた．

が微細な領域と一致している．

4. まとめ(1)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 の接合条件で母材破断に至る良好な接合ができた．この時の衝突速度は 430～459m/s であった．
(2)

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（衝突速度459m/s 以上）の接合では，接合幅は狭くなり，接合部剥離となった．引張強度が高い接合板の接合強度や接合可否を衝突速度のみで判断できない．
(3)

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，可動板の衝突時間が最大電流値に到達する時間よりも短い時間になるように間隙長を選択すればよい．従って，衝突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る良好な接図 8 6061-T6/DP980 鋼接合板の(a)SEM 像，(b)Fe マッ合ができた．この時の衝突速度は 430～446m/s であり，DP780 鋼板との接合の場合と比較して接合の間隙長範囲

プ，(c) Al マップ，(d) IQ（Image Quality）マップ，(e)IPFが狭くなった．

（Inverse Pole Figure）マップ，および(f)KAM（Kernel(5) SEM 観察の結果，いずれの接合板の接合界面にも波状Average Misorientation） マップ．
接合界面に観察される波状模様は爆発圧着等の衝撃力模様が観察され，また，不連続的に Fe と Al から構成される中間層が生成していることが分かった．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．

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(6)

EBSD 分析の結果，6061-T6/DP980 鋼接合板の接合界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面には塑性ひずみが蓄積しており，また，母材内部と比較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，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，互化は，接合界面を強化する因子となると考えられる．

いの板表面が塑性変形して，アンカー効果を生じるため，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．
接合条件は衝突速度が速い方が望ましい．従って，図 55. 参考文献
1) 林，薄鋼板成形技術研究会編：プレス成形難易ハンから分かるように，コイルと可動板はある程度の広い間隙

ドブック第 4 版（2017）長を必要とする．しかし，接合板がコイルからうける電磁

2) 新倉昭夫：UACJ Technical Reports, 2(2015) 96-106.

力の作用を考えると，間隙長は狭い方が望ましい．この相3) 相沢友勝：塑性と加工, 44-512 (2003), 957-959.

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

4) 日本塑性加工学会編：接合―技術と全容の可能性―，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コロナ社 (1990).

ることが必要であることが分かった．従って，良好な接合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，謝辞間隙長ｄの調整により衝突時間を制御する事が必要であ

本研究は公益財団法人天田財団一般研究開発助成る．適切な接合条件の検討において，正確な衝突時間の測（AF-2018012-B2）の支援を受けて行われたものである．

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付記して感謝申し上げる．