目次

１．１８L 缶向けラミネート鋼板用 PE フィルムの開発… ……………………

２．高強度冷延鋼板のプレス成形性およびプレス成形性に及ぼす…………
変形モードの影響

３．SUS/Al クラッド材の接合メカニズムと諸特性……………………………

４．ピンホール検出器における斜め孔検出方法の開発………………………

逸

見

勇

介…   1

末

永

昌

巳

佐々木

康

介

織

田

将

史

岩

元

暢

宏…   7

啓

志

桂
竹

松

伸

一

畠

田

貴

文…   15

南

部

光

司

黒

川

哲

平

丸

橋

由

和

馬場崎
三

宅

今

重

陵…   23
勝也
薫TOYO KOHAN
Technical Reports of Toyo Kohan Company Ltd.
Vol.41

Contents

１．Development of PE Film Laminated Steel for 18-Liter Can… ……………… Yusuke HEMMI… 1
Masami SUENAGA
Kosuke SASAKI
Masaki ODA

２．Press Formability of High Strength Cold-rolled Steel… ………………… Nobuhiro IWAMOTO… 7
and Effect of Deformation Mode on Press Formability

Keishi KATSURA
Shinichi TAKEMATSU

15
３．Bonding Mechanism and Characteristics of……………………………… Takafumi HATAKEDA…15
SUS/Al Clad Material

Kouji NANBU
Teppei KUROKAWA
Yoshikazu MARUHASHI

４．Development of Diagonal Hole Detection Method……………………………… Ryo BABASAKI…23
23
in Pinhole Detector

Katsunari MIYAKE
Kaoru IMASHIGE

東洋鋼鈑

Vol.41

18L 缶向けラミネート鋼板用 PE フィルムの開発
逸見勇介＊１・末永昌巳＊２・佐々木康介＊３・織田将史＊１
Development of PE Film Laminated Steel for 18-Liter Can
Yusuke HEMMI，Masami SUENAGA，Kosuke SASAKI，Masashi ODA

S y n o p s i s ：PET film laminated steel sheets are applied to 18 L can, but cannot correspond to contentsof strong acid and strong alkali aqueous solutions. On the other hand, PE resin shows
excellent corrosion resistance against strong acid and alkali. So we developed new PE film
for steel strip laminating application.
New PE film consist of two layers to achieve both adhesive performance with steel strip
and corrosion resistance with contents. The main layer was selected LLDPE resin, becauseof the processing aptitude and the appearance after heat laminating. The adhesion layer was
blended two resins, those are high adhesive resin with steel strip and thermally stable resin
against heat shrinkage.
Key Words：18L can ; PE film ; LLDPE ; adhesive resin ; thermally stable resin

１．緒

２．実

言

２．１

18L 缶は様々な内容物に広く使用され，ぶりき，塗装

験

検討樹脂

検討に用いた樹脂と，それぞれの樹脂で開示されてい材，ラミネート材が適用されている．当社では PET フィ
１）

ルムラミネート鋼板を開発しており ，18L 缶にも適用る物性値について Table1 に示す．なお，樹脂の供給先されている２）．PET フィルムラミネート鋼板は食品用途から物性が非開示のものがあり，表においては空欄（－）など弱酸性から弱アルカリ性の内容物には優れた内容物とした．これらの樹脂を用いて，樹脂メーカーや製膜メー適性を示すが，強酸や強アルカリ水溶液などには耐性がカーにて製膜したフィルムサンプルを試験に供した．

なく不適である．そのような強酸，強アルカリの内容物に対しては，ポリエチレン (PE) やポリプロピレン (PP)２．２などのポリオレフィン樹脂がラミネート鋼板用フィルム

ラミネートサンプル作製

ラミネートサンプルは Fig.1 に示すラミネート装置に３）として適用されている ．PE ラミネート材についてはより作製した．所定の金属板を設定温度まで加熱した後，厚膜の PE フィルムを枚葉でラミネートした物などが実一対のゴム製ラミネートロールによりフィルムを熱圧着用化されている４）．しかしながら，フィルム歩留まりがし，熱圧着後には直ちに水冷してラミネートサンプルを低く，また生産効率が悪いため，製缶数量の増加などへ作製した．金属板としては電解クロム酸処理鋼板（以下の対応が困難な状況である．当社のユーザーである製缶

ECCS と略す）を用いた．フィルムには Table1 に示し

メーカー各社より，PE ラミネート材の強い開発要請がた樹脂を用いて製膜した各種フィルムを使用した．

あり，当社の連続ラミネートライン５）でラミネート可能な PE フィルムの開発を行った．

＊１ 技術研究所

機能化技術研究部＊２ 生産技術部

ラミネート技術グループ＊３ 冷間圧延工場

ラミネート課

樹脂材料グループ
グループリーダー

ラミネート係

係長

1

東洋鋼鈑

Vol.41

Table1 Characteristics of test resin

２．３

TMA8310）を用いて測定を行った．フィルム片表面にフィルムと鋼板の密着強度鋼板に対するフィルムの密着性は 180°
ピール試験によ1.0mm φの石英製針を 0.5 N の荷重で設置し，雰囲気

り鋼板に対するフィルムの剥離強度を測定することで評

温度を 5.0℃ /min の昇温速度で加熱し，加熱に伴うフィ６）

価した ．180°ピールには Fig.2 に示す試験片を用いて，引張試験機（島津製作所製

ルムの軟化による針の針入度で熱変形挙動を測定した．

AGS-5kNX）により試験速度 20mm/min にて室温 (25℃ ) でフィルムのみを剥離２．６

させたときの荷重を 180°ピール値としてフィルムと鋼

動摩擦係数測定製膜したフィルムを巻き取る際のブロッキングの程板との密着性の指標とした．

度を確認するため，フィルム表裏面での動摩擦係数をFig.4 に示す表面性測定機（新東科学製

２．４

TRIBOGEAR)で測定した．フィルム 1 枚をステージにセットし，もう

井桁エリクセン張り出しJIS K 6744 に準拠し，ラミネートサンプルのフィル

1 枚のフィルムを先のフィルムと異なる面で接するよう

ムにカッターナイフで鋼板に達するように井桁型の切に上部治具にセットした後，200g の重りを載せた．それ込みを入れ，JIS B 7729 記載のエリクセン試験機での後，移動速度 100mm/min でステージを動かし，26mm のエリクセン張り出しを行った．張り出し加工し枚のフィルムを擦り合せ，動摩擦係数を測定した．

た部分の，フィルムの浮きの有無とフィルムの白色の変色（白化という）の有無を目視で確認し，加工の追従性を評価した．
２．５

熱機械特性

フィルムの熱変形挙動を評価するため Fig.3 に示す方法で，熱機械特性測定装置（リガク製

Thermo plus

Fig.2 Model of 180° peeling test

Fig.1 Schematic diagram oflaminating process

Fig.3 Model of Penetoration method using
thermomechanical analysis

2

18L 缶向けラミネート鋼板用 PE フィルムの開発

ルムの浮きに関して支持層樹脂の違いによる差異が認められた．LDPE，LLDPE においてはともにフィルム浮きは発生せず，HDPE ではフィルム浮きが発生した．これは先に述べた通り，HDPE は他の 2 種と比べて曲げ弾性率が大きく剛直なフィルムであることが原因と考えら
Fig.4 Model of dynamic friction coefficient measurementれる．このため，HDPE では張り出し加工においてフィルムが加工に追従できずフィルム浮きが発生したと考え

３．結果と考察
３．１

られる．

フィルム構成一方，LDPE については基材との貼り合せ後に，表鋼板とフィルムとの貼り合せは，接着剤塗工工程が不面の荒れやシワが発生し表面外観が悪かった．これは要となる熱融着で行うことが望ましい．このため，フィ

LDPE の融点が低いため，鋼板との接着が可能な温度域

ルムは内容物と接する主たる層（支持層）と鋼板と接す

では支持層樹脂まで軟化し，ラミネート時のロールとのる側に熱融着性の接着性樹脂を用いた接着層を設けた複接触で，シワや押え跡，ロール目の転写などが発生して層構成のフィルムである必要がある．そこで，支持層にいた．また，いずれの PE 樹脂でも，井桁エリクセン張適用する PE 樹脂と接着層に適用する接着性樹脂を選定

り出しの結果，加工白化による外観の変化は認められなするため，検討を行った．

かった．

３．２

を考慮すると，ラミネート材の特性として LLDPE が

こ れ ら 密 着 性， 加 工 性， ラ ミ ネ ー ト 後 の 表 面 外 観
支持層 PE 樹脂の選定

支持層樹脂の選定のため，接着層樹脂に A を使用し支LDPE，HDPE よりも適していると考えられ，支持層樹持層に HDPE，LDPE，LLDPE を同じ厚みで複層製膜

脂として LLDPE を選定した．

したフィルムサンプルを作製した．これらフィルムは，
実験用切り板ラミネート装置を用いて，厚み 0.32mm の

３．３ECCS と貼り合せてラミネートサンプルを作製し，ラミ

接着層樹脂の選定

次 に， 接 着 層 樹 脂 を 選 定 す る た め， 支 持 層 樹 脂 をネート材としての特性評価を行った．

LLDPE に固定し，接着層樹脂を変更したフィルムサン

評価結果を Table2 に示す．接着層樹脂が同じである

プルを作製した．フィルムサンプルの製膜時には複層製にもかかわらず，支持層樹脂の違いにより 180°ピール

膜性と巻取り時のブロッキングを確認した．作製した値に違いが見られた．いずれのフィルムでもラミネー

フィルムサンプルは実験用切り板ラミネート装置で厚さ

ト温度が高い程 180°ピール値が大きくなる傾向を示し

0.32mm の ECCS と貼り合せたラミネートサンプルを作たが，特にラミネート温度 220℃では 180°ピール値

製した後，鋼板との密着強度を測定し，井桁カットエリの差が大きくなった．実験に用いた各樹脂の曲げ弾性

クセン張り出し加工で加工密着性を確認した．

率 が そ れ ぞ れ HDPE：900 MPa，LDPE：310 MPa，

接着層樹脂として異なるメーカーの接着性ポリオレ

LLDPE：210 MPa であり，HDPE は他の 2 種と比べてフィン樹脂 A と樹脂 B を使用して確認を行った．樹脂

曲げ弾性率が大きい．180°ピール試験では一定以上の密A は無水マレイン酸が導入された変性ポリオレフィンで着力があると，フィルムの引張強度が加算されるため，あり，樹脂 B はカルボキシル基が導入された変性ポリオ

HDPE では 180°
ピール値が大きくなったと考えられる．

レフィンである．樹脂 B は酸変性度の異なる 4 種類の樹

井桁カットエリクセン張り出し加工においては，フィ脂を使用した．樹脂 B1 が酸変性度の最も低い樹脂であTable2 Result of evaluated laminating samples
Erichsen test

3

東洋鋼鈑

Vol.41

Table3 Result of evaluated adhesion of each adhesive resin

Erichsen test

り，樹脂 B4 が酸変性度の最も高い樹脂である．樹脂 B4と樹脂 B3 を接着層樹脂として選定した．

は溶融粘度が小さく単体での製膜が困難なため，基本となる樹脂系が同系統である樹脂 B2 と重量比で１：１と３．４なるように混合して使用した．

実機ラミネート試験１

LLDPE を支持層として，樹脂 A と樹脂 B3 を接着層評価結果を Table3 に示す．鋼板ラミネートサンプルに使用した実機製膜試験を行い，続けて実機ラミネート

での鋼板との密着強度の結果では，樹脂 A と樹脂 B3 が試験を行った．

良好な密着性を示した．樹脂 B については，密着強度に

実機製膜試験において，いずれのフィルムも複層製膜

樹脂 B1 ＜ 樹脂 B2 ＜ 樹脂 B3 の序列が認められた．まは問題なく実施できたが，樹脂 A はフィッシュアイを製た，樹脂 B2 に樹脂 B4 を混合した系では密着力の向上

膜時に制御することが出来ず，外観的に適用が困難であが認められた．これは，樹脂 B の中で酸変性度の高い物ることが明らかとなった．

ほど密着性が増加すると考えられる．井桁カットエリク

実機ラミネート試験においては，樹脂 A を使用した

セン張り出し加工においてはフィルムと鋼板との密着強フィルムは問題なく鋼板ラミネートが可能であった．し

度が小さい物ほどフィルム剥離が大きくなる傾向が見らかしながら，樹脂 B3 を使用したフィルムは鋼板ラミ

れ，樹脂 A と樹脂 B3 では良好な加工密着性を示した．

ネート時に鋼板端部でラミネートロールに付着物が堆積

製膜試験の状況では，樹脂 A，樹脂 B1，樹脂 B2 でし，長時間の作業が困難な状況となった．付着物発生のは支持層の LLDPE 側の吐出が安定しない傾向が見られ原因を調査するため，付着物の発生しなかった樹脂 A 使

た．また，巻き取られたフィルムサンプルで若干ブロッ

用フィルムのラミネート材と樹脂 B3 使用フィルムのラキングが見られ，樹脂 A は樹脂 B よりフィッシュアイ

ミネート材の鋼板端部の断面を観察した．(Fig.5)が多い傾向が見られた．樹脂 B3 の製膜状態は良好であB3 使用フィルムラミネート鋼板では接着層が支持層より，巻取りフィルムのブロッキングも良好であった．樹りも外側にはみ出していることが分かった．一方，樹脂

脂 B2 と樹脂 B4 を混合した系では製膜時に搬送系のローＡ使用フィルムラミネート鋼板ではそのような形態は認ル上での滑りが悪くシワが発生しやすい傾向が見られめられなかった．( 黄色矢印 )た．また，巻取りフィルムはブロッキングが顕著で巻き樹脂

次に樹脂 A と樹脂 B3 の熱機械特性を TMA ペネト

ほどけない状況であり，適用は困難であると判断した．

レーション法で測定した結果を Fig.6 に示す．樹脂 A は

これらの試験結果より，フィルムと鋼板との密着力が融点近傍まで軟化は見られず，融点近傍で急激に変形し良好であり LLDPE との複層製膜も可能である，樹脂 Aているのに対し，樹脂 B3 は加熱とともに徐々に変形し，Fig.5 Cross Section view of the laminated film edge

4

18L 缶向けラミネート鋼板用 PE フィルムの開発
Table4 Composition ratio and evaluation result

95℃付近から変形が大きくなる挙動を示した．ラミネー

MFR の小さい樹脂を混合することで接着層の熱変形挙

ト時のラミネートロール表面温度は 105 ～ 130℃であ動の抑制と密着性を両立できる組成を見出すことを検討

り，樹脂 B3 は十分変形する温度域にあると考えられる．

した．また，2 種の樹脂を混合するため，製膜時におけ断面観察と熱機械特性の測定結果より，樹脂 B3 は加熱る混練性や，フィルムのブロッキングも確認を行う必要

による軟化の度合いが大きく，ラミネート時の熱によりがある．

軟化し，ロール圧力により接着層が押し潰されて外には樹脂 B3 に混合する樹脂として，単純に MFR の小さ

み出し，ラミネートロールに付着・堆積したと推測されい樹脂である樹脂 C を選定した．また，樹脂 B3 と同系

る．樹脂 B3 は MFR が 6.5 と大きく , 溶融時の粘度が低統の接着性樹脂の中で MFR の小さい物として樹脂 B2

い樹脂であることが原因と考えられる．

を選定した．さらに，樹脂 B3 と基本の構造が同じ系統

いずれの樹脂にも改善が必要な点が見られたが，樹脂であり，密着性の低下が小さいであろうとの予測から樹A のフィッシュアイの改善は樹脂特性として困難なた

脂 D を選定した．
Table4 に検討サンプルの混合比率と評価結果を示す．

め，樹脂 B3 で発生したラミネートロール付着性の改善について検討を行った．

樹脂 B3 を基準として，3 種類の選定樹脂をそれぞれ
20%，40%，60% 混合して単層膜を製膜した．そして，

３．５

製膜性 ( フィッシュアイ )，鋼板との密着強度の変化，支接着層改良検討

３．４の実機試験の結果より，改良材の検討をラボ製

持層 (LLDPE) との滑り性の変化 ( ブロッキング性 )，熱膜および切り板ラミネートによって行った．樹脂 A と変形挙動の変化を確認した．

樹脂 B3 の熱変形挙動の比較より，接着層樹脂は樹脂 A

製膜性 ( フィッシュアイ ) と ECCS とラミネートしたの熱変形挙動に近づけることでラミネート時の接着層樹時の密着強度，支持層である LLDPE との接触時の動摩

脂のはみ出しが改善できると推測した．これまでに検討

擦係数を測定した結果を Table4 に示す．製膜性についを行った接着性樹脂で考えると MFR が小さい樹脂ではては，いずれの樹脂の混合でもフィッシュアイの発生は密着性が十分でないため，そのまま適用することは困難

見られず，良好であった．鋼板との密着強度についてであると推察できる．そこで，樹脂 B3 を基準として，は，いずれの樹脂の混合でも 20% 添加までは大きな差
異は見られなかった．樹脂 C については 40%，60% と添加量の増加に伴う密着力の低下が顕著に認められた．
LLDPE との滑り性を確認した動摩擦係数の測定では，ピール強度の測定結果と同様に，20% 添加まではいずれの樹脂でも大きな変化は見られなかった．樹脂 C については 40% 以上の添加で添加量の増加に伴う動摩擦係数の上昇が顕著になる傾向が見られた．ピール強度と動摩擦係数の変化からは，樹脂 C の混合は不適である考えられる結果が得られた．
各樹脂を接着層に添加した時の熱変形挙動の変化を
Fig.7 に示す．樹脂 B2 の添加では添加量の増加に伴い

Fig.6 Thermal deformation profile of A and B3

5

東洋鋼鈑

Vol.41

Table5 Composition ratio and result of laminated steel sheet
Laminateroll adhesion
10.2
ー
10.3

熱変形する温度の高温側への移動が顕著に見られた．樹ピール強度の低下の程度を考慮し，樹脂 B3 を基本とし

脂 C の添加でも添加量の増加に伴い熱変形する温度の高た接着層に樹脂 B2 を 20% と 40% 添加した 2 水準で，温側への移動は認められるが，樹脂 B2 よりもその度合

支持層 (LLDPE) との 2 層フィルムを製膜した．これをいが小さかった．これらに対し，樹脂 D の添加では熱変

実機ラミネートに供し，ラミネートロールへの付着・堆形する温度に大きな変化が見られなかった．

積とラミネート強度の比較を行った．

樹脂 B3 への MFR の小さい樹脂の添加について，密実機ラミネート試験の結果を Table5 に示す．樹脂

着性，滑り性，熱変形挙動の変化の傾向を考慮すると，

B2 20% 添加ではラミネートロールへの付着が発生し，添加する樹脂は樹脂 B2 が最適であることが示唆された．

40% 添加ではラミネートロールへの付着が改善された．
樹脂 B2 40% 添加品のラミネートサンプルで密着力を測３．６定した結果，樹脂 B3 100% 時の試作材と密着力に差は

実機ラミネート試験２（接着層改良試験結果）

３．５のラボ評価の結果から，再度実機での製膜，ラ

見られず良好であった．以上の結果より，接着層の組成

ミネート試験を行った．熱変形温度の変化の度合いとは樹脂 B3 60% ／樹脂 B2 40% が最適であると判断した．

４．結言

当社の連続ラミネートラインで鋼板とのラミネートが可能となる 18L 缶向け PE フィルムを開発した．フィル
ムは 2 層構成であり，支持層は LLDPE を使用し，接着層は密着性を担保する MFR の大きい樹脂と，ラミネー
ト時の熱変形を抑制する MFR の小さい樹脂を混合した構成とした．今後，ラミネート材を客先に提出し，客先での製缶試験等の実用試験を進める予定である．
引用文献
１）今津勝宏，佐藤信行：材料とプロセス，6(1993)，
540-543．
２）古高武士，三宅勝也，中村琢司：東洋鋼鈑，
37(2013)，21-26.
３）吉原良一，和気亮介，溝口良平，三好宏二，奈須野孝洋：
新日鉄技報，371(1999)，58-62．
４）前田龍典：特開 2003-025450
５）中村琢司 , 伊藤昌祐 , 野村勝則 , 安仲健二：材料とプロセス，10(1997)，1224．
６）森田俊一 , 吉本隆司 , 坂本宣樹 , 石田正説 , 毎田知正 ,岩下寛之：東洋鋼鈑 , 33(2002), 1-15．

Fig.7 Thermal deformation profile of mixedeach adhesive resin with B3

6

東洋鋼鈑

Vol.41

高強度冷延鋼板のプレス成形性およびプレス成形性に及ぼす変形モードの影響
岩元暢宏＊１・桂

啓志 * ２・竹松伸一 * ３

Press Formability of High Strength Cold-rolled Steel and Effect ofDeformation Mode on Press Formability
Nobuhiro IWAMOTO，Keishi KATSURA，Shinichi TAKEMATSU

S y n o p s i s ：Lightweight materials have been applied to electric and electron parts under requirements
for saving energy. For the weight reduction, it is necessary to reduce thickness and usehigh tensile strength (T.S.) sheets, however high tensile strength sheets have generally
poor press formability. Therefore, we have developed cold-rolled steel sheet at range
under 0.6mm thickness which has high tensile strength of 850 〜 900MPa grade and hightotal elongation (T.EL.) to improve press formability. This paper introduces the mechanicalproperties and press formability of the developed steel sheet compared with current
high tensile steel sheet and low carbon steel sheet. Developed steel sheet has complex
microstructure (ferrite+retained austenite+bainite), which has high tensile strength and highelongation (T.S.:850 〜 900MPa ,T.EL.:25 〜 30%) . Deep drawing and stretch formability of thedeveloped steel sheet which has small planar anisotropy and low earing rate have better
formability than that of current high strength steel sheet. Analysis of forming limit curves（F.L.C.）,developed steel sheet has higher deformation limit in all deformation modes thanthat of current high strength steel sheet.
Key Words：high tensile strength ; cold-rolled steel sheet ; retained austenite ; forming limit curve

した高強度電気亜鉛めっき鋼板（商品名：高強度シルバー

１．緒トップ）を製品化しており 2），CD，DVD ドライブ部品，

言

液晶ディスプレイ部品等の電気・電子部材および一部の
近年，スマートフォン，タブレット等に代表される電

自動車用エンジンガスケットに採用されている．

気・電子分野での小型化，軽量化が進んでおり，自動車

部材軽量化を図るには鋼板を高強度化させ，薄肉化す分野においては温室効果ガスの削減のため，ハイテンのる必要があるが，一般に強度と延性はトレードオフの関適用拡大による車体軽量化さらにはアルミニウム合金と係にあるため，強度が上昇すると延性が悪化し，所定の鋼板あるいは CFRP を用いたマルチマテリアル化の流れ

形状に成形できない．また，部材によっては，薄肉化すが始まっている 1）．

ることにより低下する部材剛性を補うための補剛形状を部材軽量化のためには材料を高強度化させ，薄肉化さ形成する必要があることから，強度−延性バランスに優せることが必要となる．このような部材軽量化ニーズがれた鋼板の開発が必要となる 3）．

高まる中，当社においては Ni あるいは Cr を含まない炭

高強度化の手法としては固溶強化，析出強化，結晶粒素鋼をベースとし，板厚 0.6mm 以下で引張強さが 550

微細化強化，組織強化が挙げられるが，高い強度レベ〜 1000MPa 級の冷延鋼板に特殊な電気亜鉛めっきを施＊１ 技術研究所

金属機能材研究部

プロセス開発グループ＊２ 技術研究所

金属機能材研究部

薄板材料グループ＊３ 下松事業所

生産技術部

材料焼鈍技術グループ

ルで延性を改善させる方法としては残留オーステナイト

グループリーダー

先端技術チーム
焼鈍材料チーム

チームリーダー7東洋鋼鈑（残留γ）を導入し，変形中に硬質なマルテンサイトへ

２．２．２

加工誘起変態させる変態誘起塑性を活用し，加工硬化特性を向上させることが有効であるとされている

Vol.41

機械的特性評価

機械的特性は引張試験により評価した．引張試験は島

4）5）

．

津製作所製 50kN オートグラフを用い，JIS Z2241 5 号

一方で，このような組織を有する板厚 0.6mm 以下の試験片により引張速度 10mm/min で行った．

極めて薄い冷延鋼板における成形性に及ぼす変形モードの影響について報告された例は少なく，実際のプレス成

２．２．３形においては二軸変形により成形されるため，一軸引張

成形性評価

成形性評価は張出成形，円筒絞り成形とした．張出成での性能評価では不十分であると考えられる．

形，円筒絞り成形はエリクセン試験機（東京試験機製あ

そこで本稿では，更なる形状自由度向上のため，現行材

るいはエリクセン社製）を用いた．Fig.1(a)，(b) およびの大幅な延性向上を目的とし，添加元素の主成分が C-Si-

Table1 に成形金型の模式図および成形条件を示す．円

Mn である加工誘起変態を発現する T.S.850 〜 900MPa

筒絞り成形性はブランク径およびパンチ径の組合せによ

級の薄鋼板を開発し，成形性および成形性に及ぼす変形り絞り比（ブランク径 / パンチ径）を 1.8 から 2.0 まで

モードの影響について検討したので報告する．

変化させ，成形可否を目視で判断した．また，絞り比 1.8における成形体の端部の周方向高さを測定し耳率を算出
した．

２．実験方法２．１

供試材作製方法

開発材は添加元素 C-Si-Mn を主成分とし，所定の化学成分となるように調整した鋼を連続鋳造機にてスラブとし，板厚 2.0mm まで熱間圧延を施した．熱延条件については，次工程である冷間圧延での圧延荷重が高くなり過ぎないように 700℃以上の温度で巻き取りを行い軟質化させた．得られた熱延鋼板の組織はフェライト＋パー
ライトであった．その後，硫酸酸洗にて表層スケールを除去した後，トータル圧延率 90% の冷間圧延を施し，連続焼鈍による組織制御後スキンパスを行うことにより厚さ 0.2mm の冷間圧延鋼板を作製した．
２．２

材料特性評価方法
Fig.1(a) Schematic illustration of stretch formability test

２．２．１

組織観察および残留γ量測定

断面組織観察は，ナイタール（5% 硝酸 + エタノール）でエッチングした後，デジタルマイクロスコープ（HIROX 製）を用いて実施した．相の同定は SEM を用いた後方散乱電子線回折（EBSD 法）にて行った．印
加 電 圧 は 20kV，電 流 は 20 μ A と し た． 測 定面は圧
延平行方向断面とし，測定範囲は 50 × 50 μ m，測定ステップは 0.2 μ m とした．測定後，CI 値 0.05 以上，結晶粒界を 15°以上で定義し，Clean UP 処理（Grain
Dilation，Grain Standardization） を 施 し Phase マ ップを作成した．残留γ量測定は試料を表面から 1/4 の厚みまで湿式研磨した後，化学研磨により仕上げ，Ｘ線回折法にて測定した．Ｘ線回折装置はリガク製を用い，Ｘ

Fig.1(b) Schematic illustration of deep drawing test

線源は Cu 管球，管電圧および電流は 45kV，200mAとし，2 θ : 40 〜140°の条件にて測定した．残留γ量は，α（200），α（211），α（200），γ（211），γ（311）の主要 5 方位の積分強度から残留γの体積率を算出した．

8

高強度冷延鋼板のプレス成形性およびプレス成形性に及ぼす変形モードの影響
Table1 Formability test condition

２．２．４

変形後のドットおよびドット間の変化の状態を ARGUS

成形限界線（FLC）および成形限界線図（FLD）

にて計測することにより , 成形体の各箇所の最大主ひずみ測定
材料の成形限界線（FLC，Forming Limit Curve）おおよび最小主ひずみを解析し ,FLD を作成した．

よび張出成形体の成形限界線図（FLD，Forming Limit
Diagram）の作成は非接触式三次元ひずみ・変位測定システム（GOM 社製 ARGUS および ARAMIS）を用いた．
FLC は板材の成形において，一軸変形，平面ひずみ
変形あるいは等二軸変形等の様々なひずみモードでの材料の破断直前のひずみ量を測定し，最大主ひずみおよび
最小主ひずみとしてニ次元座標にプロットし結んだ線である．この成形限界線に近い箇所は破断の危険性を示しており，破断限界を予測することが可能である．一方，
FLD は成形体のひずみを最大主ひずみと最小主ひずみとしてとしてニ次元表示したものである 6）．
FLC は一軸変形，平面ひずみ変形あるいは等二軸変
Fig.2(a) Schematic illustration of uniaxial deformation
test with digital camera

形における破断直前の最大主ひずみおよび最小主ひずみ
を ARAMIS で解析することにより作成した．予め水性
スプレーによりランダムパターンを塗布したサンプルを用い，Fig.2(a)，(b) に示すように変形の様子を 2 台のカメラで連続的に撮影することによる三角測量を行い，ランダム模様の変化の過程を三次元位置情報として取得することにより，破断直前の板面内の最大主ひずみ（ε 1）とこれに直交する最小主ひずみ（ε 2）を測定した．一軸変形は引張試験を行い，等二軸変形および平面ひずみ
変形にはエリクセン試験機を用いた球頭パンチによる張Fig.2(b) Schematic illustration of plane strain
deformation and biaxial deformation
test with digital camera

出成形を行った．張出成形において，ブランクは板面内のひずみ比β（β＝ε 2/ ε 1）が異なる状態を作る必要があるため，Fig.3(a)，(b) に示すような形状のブランクを用い，パンチとブランクの摩擦の影響を減らす
ため，パンチと接触するブランク側に粘着層付フィルム（ダイワプロタック

大和化成㈱製） を貼付し，さらにパンチ先端部にワセリンを塗布し成形した．試験条件をTable2 に示す．
張出成形体の板厚減少率の算出および FLD の作成にはFig.4 に示すようにブランク上に予め 0.5mm φ，中心間
距離 1.0mm のドットパターンを油性インクにより塗布しFig.3 Blank shape of FLC test specimen(a)Plane strain deformation(b)Biaxial deformation

たサンプルを用い成形した．成形体は Fig.5 に示すように成形体を様々な角度からデジタルカメラにより撮影し，

9

東洋鋼鈑

Vol.41

Table2 FLC test condition

Fig.4 Grid pitch and grid size for FLD test

Fig.5 Schematic illustration of measuring methodwith digital camera

Rolling Direction

50μ m

３．実験結果および考察
３．１

Fig.6 Optical micrographs of each steels: (a)Developed
steel (b)Current steel (c)Low carbon steel

組織および残留オーステナイト量Fig.6 に各サンプルの圧延平行方向断面における組織
写真を示す．比較材として，微細粒組織を特徴とする引張強さ（T.S.）が 800MPa 級の高強度鋼板である現行材を用いた．開発材 (a) は 5 μ m 以下の非常に微細な結晶粒を主体とし，10 μ m 程度の結晶粒を含む混粒組織であった．一方，現行材 (b) の組織は 1 μ m 以下の微細結晶粒を主体とし，5 μ m 程度の結晶粒を含む混粒組織であり，開発材 (a) に比べてさらに微細な組織であった．
また，低炭素鋼板 (c) は結晶粒径が 5〜30μ m 程度の混粒組織であり，フェライト単層であった．
Fig.7 EBSD map of each steels:(a)Developed steel (b)Current steel

Fig.7 に 開 発 材 お よ び 現 行 材 の EBSD 像 を 示 す．

10

高強度冷延鋼板のプレス成形性およびプレス成形性に及ぼす変形モードの影響

EBSD 像のカラーマップで示す赤色は BCC 構造である
フェライトあるいはベイナイトを示し，緑色は FCC 構造である残留γを示す．開発材 (a) はフェライトあるいはベイナイトを主相とし，結晶粒界に１～３μ m の微細な残留γが存在する組織であった．一方，現行材 (b) はフェライトあるいはベイナイトを主相とする組織中に残留γが存在する複合組織であった．また，X 線回折の結果より開発材の残留γ量は 10〜13% であり，現行材の1〜2% に比べて約 10 倍の残留γを有していた．
３．２

機械的特性

Fig.8 Nominal stress-strain curves of each steels

Table3 に引張試験によって得られた供試材の機械
３．３

的特性の平均値を示す．また，Fig.8 に開発材および円筒絞り成形性

現行材および低炭素鋼板の代表的な公称応力－公称ひ円筒絞り成形性は絞り比を変化させ，成形可否を目視

ずみ曲線を示す．開発材の 0.2％降伏応力（Y.P.）は約評価した．現行材は絞り比 1.9 で破断したが，開発材お650MPa，引張強さ（T.S.）は 950MPa，破断伸び（T.EL.）

よび低炭素鋼板は絞り比 2.0 まで成形可能であった．深は約 30% であり，現行材の引張強さと比較し，Y.P. は絞り成形性は鋼板の塑性異方性（r 値）と良い相関があ

約 50MPa 低く，T.S. は約 100MPa 高く，T.EL. は約 2

ることが知られている．開発材の平均 r 値は Table3 に倍高い値を示した．また，開発材の均一伸びは低炭素鋼

示すように 0.99 であり，現行材の 0.98 と同等であった板と同等の約 24% であり，現行材に比べて約 1.8 倍高いが，高い絞り比まで絞ることが可能であった．これは，値を示し，加工硬化指数 n 値も高い値を示した．

残留γを多く含む組織は加工誘起変態を生じるが，体積一般に残留γを含む鋼板の引張試験においては，変形膨張を伴うため，成形時の縮みフランジ部では変態が抑中の加工誘起変態により残留γがマルテンサイトに相変制され，二軸変形モードのパンチ肩部付近では変態が起態することで，ひずみの局部集中が抑制されるため n 値

こり破断抵抗が高くなるため深絞り性が向上するとされが高く，均一伸びが向上することが知られており，これており 4）8），本開発材も残留γを多く含むことから，高は変態誘起塑性型複合鋼板の特徴である 7）．また，開発

い円筒絞り成形性を示したと考えられる．

材は低降伏比（Y.P./T.S.）であることから，現行材に比Fig.9 に絞り比 1.8 における成形体の外観写真，円筒

べてプレス成形性に優れる素材であることが言える．以端部に生じた凹凸の量を円筒の平均高さで規格化した耳上より，開発材は高い強度レベルで高延性を示す材料で率および r 値の面内異方性の度合を示すΔ r 値を示す．

あり，優れた強度−延性バランスを有することが分かっ

Δ r は圧延方向に対して 0，90，45 度方向の r 値を用た．

いて次式で示される．
Δ r ＝（r0 ＋ r90）/2 － r45
Δ r は深絞り容器の耳の発生と密接な関係があり，Δr がゼロに近いほど山谷の発生はなく，円筒端部が平坦
Table3 Mechanical properties of each steels

Fig.9 Deep drawing test specimen of each steels

11

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Vol.41となることが知られている 9）．現行材の耳率 19.4% に対らの視野である．図より張出高さ 6mm において，開発

して開発材の耳率は 4.0％と非常に低く，低炭素鋼板相材はパンチ頭頂部から肩部にかけてほぼ均一な板厚減少

当の値を示し，開発材のΔ r は− 0.06 と現行材の− 1.09

を示し，現行材はパンチ肩部で局所的に板厚減少率が高に比べて非常に低い値を示した．その結果，開発材は円い箇所が確認された．一方，低炭素鋼板は開発材および筒端部が平坦であり現行材に比べて凹凸が非常に小さい

現行材に比べてダイス r 部近傍での板厚減少範囲がやや形状を示したと考えられる．これは，開発材は延性を向広く，頭頂部からパンチ肩部においては開発材と同様に上させるための残留γが結晶粒界に均一に分散していた

ほぼ均一な板厚減少を示した．変形が進行した張出高さため，面内異方性が小さくなったと考えられる．以上の7mm において，開発材はパンチ肩部の周方向で板厚減ように低耳率を示す本開発材は製品のトリム代が少なく少率が高くなったが，板厚減少率はほぼ均一であった．

製品歩留り向上に繋がるため，プレス成形用の素材とし一方，低炭素鋼板はダイス r 部近傍での板厚減少に加えて良好な素材と言える．

てパンチ肩部の周方向で板厚減少率が高くなり，パンチ
肩部で局所的に板厚減少率が高い箇所が確認された．ま３．４

た，パンチ肩部の板厚減少範囲は開発材に比べ小さかっ

張出し成形性および張出し成形体のひずみ分布

張出成形性は限界張出高さにより評価した．Fig.10

た．破断時において，開発材はパンチ肩部の周方向でのに各供試材の限界張出高さを示す．開発材の限界張出高

板厚減少が進行したが，周方向の板厚減少率はほぼ均一

さは低炭素鋼板と同等の 8.1mm であり，現行材と比較であった．現行材はパンチ肩部の板厚減少は開発材ほどし約 23% 向上した．Fig.11 にひずみ解析により得られ均一ではなく，張出高さ 6.5mm で破断した．一方，低た各張出高さにおける張出成形体の板厚減少率のカラー

炭素鋼板はダイス r 部近傍の板厚減少範囲がさらに拡大

マップを示す．図中のカラーマップは張出成形体上部かし，パンチ肩部の局所的なひずみ集中により破断した．
Fig.12 に成形体側面部からの視野における破断時の板厚減少率のカラーマップを示す．開発材と低炭素鋼板は同等の限界張出高さであるが，開発材は成形部で最も負荷が掛かるパンチ肩部での板厚減少率が高く，低炭素鋼はパンチ肩部での板厚減少率は開発材ほど高くなく，ダイス r 部近傍での低板厚減少率の領域が広いことが分かった．
Fig.13 に各張出高さにおける張出成形体の成形限界線図（FLD）を示す．図中のカラープロットは Fig.11 のカラーマップに対応している．図より，いずれも等二軸

Fig.10 Limiting forming height of each steels

Fig.11 Thickness reduction rate after stretch formability test12

高強度冷延鋼板のプレス成形性およびプレス成形性に及ぼす変形モードの影響

Fig.12 Thickness reduction rate after stretch formability test

Fig.13 Forming Limit Diagram after stretch formability test

３．５

〜平面ひずみ変形領域で変形が進行していることが分か

成形限界

る．板厚減少率が低い青〜水色は平面ひずみ変形〜二軸

Fig.14 に各材料の成形限界線を示す．β＝ 1 は等二軸変形に相当する領域であり，低炭素鋼板は開発材および変形，β＝ 0 は平面ひずみ変形，β＝− 0.5 は一軸変形

現行材に比べて平面ひずみ変形箇所が多いことが分かっを示す．開発材は現行材に比べ，等二軸変形領域およびた．この領域は Fig.11 に示したカラーマップにおける一軸変形領域が拡大しており，さらに 0 ＜β≦ 1 の二軸

ダイス r 部近傍箇所に相当する．また，破断時における変形領域においても変形領域が上部に位置していること

最大主ひずみはいずれも同等の 0.3 であるが，開発材の最小主ひずみは 0.12 であり低炭素鋼板の 0.09 に比べ
Major strain/logてやや大きい値であった．以上のように開発材と低炭素鋼板は同等の張出成形性を有するが，その変形様式は異なっていることが分かった．開発材は低炭素鋼板と比較し，パンチ肩部での変形量が多い結果であったが，これは成形負荷が大きいパンチ肩部で生じる加工誘起変態により加工硬化するため，ひずみの集中が抑制され均一に変形したためであると考えられる．

Minor strain/log

Fig.14 Forming Limit Curves of each steels

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Vol.41

から全ての変形モードについて成形性が向上しているこ

引用文献とが分かった．張出成形では，平面ひずみ～等二軸変形

1）内藤純也，鈴木励一：R ＆ D 神戸製鋼技報，69-1（2019），60-64．

モードで変形が進行し，円筒絞り成形では，フランジ部

2）伊藤博康，大井聡史，青木晋一，上田利行：東洋鋼鈑，での縮みフランジ変形～側壁では軸方向の引張応力が優35（2006），11-17．

勢の変形モードで変形が進行し，パンチ肩部〜パンチ底部では二軸引張モード，すなわち張出変形となる 10）．以

3） 吉 岡 典 恭， 橘 美 枝：R&D 神 戸 製 鋼 所 技 報，66-2（2017），21-25．

上のことから，現行材に比べて開発材は全ての変形モー

4）中屋道治，向井陽一：R&D 神戸製鋼所技報，57-2

ドにおいて成形限界が向上したため，優れた成形性を示（2007），19-22．

したと考えられる．

5）杉本公一，臼井

４．結登，小林光征，橋本俊一：1992，

鉄と鋼，78（1992），1480-1487．

言6） 林
更なる形状自由度向上のため，現行材の延性改善を目

央： 塑 性 と 加 工（ 日 本 塑 性 加 工 学 会 誌 ），50

（2009），392-397．

的とし，添加元素 C-Si-Mn を主成分とする T.S.850 〜7） 川田裕之：鋼材・しなやかで強い鉄鋼材料，（2016），

900MPa 級の 0.6mm 以下の薄鋼板を開発し，成形性お211-237，NTS．

よび成形性に及ぼす変形モードの影響について検討した

8）高橋

結果，下記の結論を得た．

学：新日鉄技報，378（2003），2-6．

9）日 本 塑 性 加 工 学 会 編： わ か り や す い プ レ ス 加 工，（１）開発材はフェライト＋ベイナイトを主相とし，結（2000），56，日本工業新聞社．

晶粒界に均一に分散する残留γを含有する組織で10）葉山益次郎：塑性学と塑性加工（第 2 版），（1982），

あり，良好な強度 - 延性バランスを示した（T.S.：

215-216，オーム社．

850〜950MPa，T.EL.：25〜30%）．
（２）開発材の円筒絞り成形性は低炭素鋼相当であり，
面内異方性が小さく低耳率であった．また，張出成形性についても低炭素鋼同等の良好な成形性であった．
（３）張出成形体のひずみ解析の結果，開発材はパンチ接触部の周方向のひずみが均一であり，かつ高 n値であるため，現行材に比べて優れた張出し性を示したと考えられる．
（４）成形限界線より，いずれの成形モードにおいても現行材に比べて成形限界が向上したため，成形性が向上したと考えられる．

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Vol.41

SUS/Al クラッド材の接合メカニズムと諸特性
畠田貴文＊１・南部光司＊１・黒川哲平＊２・丸橋由和＊３
Bonding Mechanism and Characteristics of SUS / Al Clad Material
Takafumi HATAKEDA，Kouji NANBU，Teppei KUROKAWA，Yoshikazu MARUHASHI

S y n o p s i s ：In recent years, the amount of heat generated by mobile devices have increased alongwith higher performance and functionality, and heat dissipation measures in the housing
have become an issue. SUS/Al clad is expected as a material that satisfies the requirements
as a structural material for mobile devices because it has high strength, light weight, andexcellent heat dissipation. In this paper, we investigated the manufacturing conditions of
SUS/Al clad material by the surface activated bonding. Only the surface adsorbed molecularlayers of SUS and Al were removed by RF plasma etching treatment, and after bonding,heat treatment was performed to obtain peel strength comparable to that surface oxide
layer removal. From the TEM / EDS analysis, it is considered that the diffusion of the
SUS component is progressing in the Al oxide layer. As a result, the productivity could begreatly improved by shortening the RF plasma etching time.
Key Words：surface activated bonding；stainless steel；aluminum；clad；thermal diffusion；mobile device

１．緒

熱用部材としての利用が期待される．

言

クラッド材の製造方法は種々あるが，モバイル機器用

スマートフォン等のモバイル機器は，CPU の高性能途の板厚 1mm 以下の薄板クラッド材には，圧延法によ化や 5G 通信等の高機能化に伴い，各部品の発熱量が増る接合が適している 1)．しかし，一般的な圧延法である

加しており，筐体の放熱対策が課題となっている．放熱

熱間圧延法や冷間圧延法では，接合時の圧下率が高く，性の向上には，熱源から効率良く熱拡散させる必要があ

SUS/Al クラッド材のような硬質材と軟質材の組み合わり，内部部材には熱伝導性の良い材料が求められている．

せでは，接合時の変形が大きくなるため，形状不良とな一方で，携帯性向上のため，各部品の小型化，軽量化とる．そのため，接合後に形状矯正を行うことが一般的でいった機能も求められており，単一材ではこのような多あるが，形状矯正を行っても平坦性の改善が難しく，寸様なニーズを満たすことは難しい．そこで著者らは，モ法精度が要求されるモバイル機器用途での適用は困難でバイル機器用の放熱用部材として，ステンレスとアルミあった．この課題解決のために低圧下率での接合を可能

ニウムのクラッド材（SUS/Al クラッド材）を開発してとする方法としては，真空での常温圧延による異種金属

いる．クラッド材は 2 種以上の金属を直接接合すること法である表面活性化接合法が報告されている 2)．表面活で，単一の金属では得られない機能を有する積層材料で性化接合法によるクラッド材の作製プロセスは，まず真ある．SUS 箔と Al 板を貼り合せることで，高強度で軽空中でプラズマ化した Ar イオンにより材料表面をエッ量かつ放熱性に優れた材料が得られ，モバイル機器の放チングすることで，表面を覆っている吸着物や酸化物を＊１ 技術研究所

機能化技術研究部

電子材料グループ

クラッド技術チーム＊２ 技術研究所

機能化技術研究部

電子材料グループ

クラッド技術チーム＊３ 技術研究所

機能化技術研究部

電子材料グループ

グループリーダー

15

チームリーダー東洋鋼鈑

Vol.41

物理的に除去し，接合面に活性な金属表面を露出させる．
その後材料同士を真空中でロール圧接することにより接合が行われる．お互いの材料の活性な表面同士を接合することで，低圧下率での接合が可能となる．それにより，接合時の変形が少なく，形状矯正を行うことで平坦性に優れるクラッド材が得られるため，SUS/Al クラッド材の製造に適している．しかし，プラズマにより表面の酸化膜を完全に除去し，活性な表面を得るには約 20nm 以

Fig.1 Schematic of SUS/Al bonding equipment

上のエッチングが必要である．そのため，エッチング処
理時間が長くなり，生産性が悪い課題を有していた．そ

20mm に切り出した試験片を引張試験機（Orientec 製

こで，表面活性化接合法での接合界面状態を分析し，接Tensilon 万能材料試験機）により，室温 (25℃ ) で試験

合メカニズムを調査することで，エッチング時間短縮に

速度 50 mm/min にて皮膜のみを 180°に剥離させたとよる生産性向上が可能か検討した結果を報告する .

きの荷重を測定した．

２．実験方法

２．３. ３

２．１

電 子 顕 微 鏡（FE-TEM: Field-Emission Transmission

SUS/Al クラッド材の界面観察および元素分析

SUS/Al クラッド材の界面分析には，電界放射型透過供試材

SUS/Al ク ラ ッ ド 材 の 素 材 に は， 厚 み 0.05mm ～Electron Microscope， 日 本 電 子 ㈱ 製 JEM-2010F 型 ）0.1mm の SUS 箔（JIS SUS304）および厚み 0.17mmを用いて観察を行い，エネルギー分散型 X 線分光器
（EDS:

～ 0.4mm の Al 板（JIS A1050）を用いた．

Energy Dispersive X-ray Spectrometer ノ ー ラ ン 製
UTW 型 Si(Li) 半導体検出器）を用いて元素分析を行った .

２．２

SUS/Al クラッド材の作製方法

Fig.1 に本実験で用いた接合装置を示す．本装置は高３．結果および考察

周波プラズマエッチングチャンバーと圧延チャンバーで３．１構成されている．エッチングチャンバーには上下電極間

クラッド素材の表面状態に開閉可能なシャッターが設置されており，上部と下部

一般的に金属表面には有機物や水分，ガス等の吸着分

で別々に高周波プラズマエッチングが可能である．サン子による表面汚染や酸化膜が存在しており，これらは金

プル作製は，SUS 箔と Al 板をカセットに取り付け，エッ属同士の接合を阻害することが報告されている 3)．そこ

チングチャンバー内の上下電極に設置し，1.0 × 10-3Pa

で，クラッド素材の表面状態を AES 分析により調査し以下まで真空引きを行った後，3.0 × 10-1Pa 分圧の Ar

た．Fig.2 に SUS 箔と Al 板の AES 深さ方向の炭素元ガスをエッチングチャンバーに導入し，SUS 箔と Al 板

素の分析結果を示す．吸着分子による表面汚染由来の成にそれぞれ高周波プラズマエッチングを行った．プラズ

分である C は，両素材とも表面から 1nm 程度で消滅しマ処理後に Ar ガス導入を停止し，シャッターを開放後，ていることから，表面吸着分子層は 1nm 程度の厚みで両材料を重ね合わせて圧延機に送り，圧延荷重 0.4MNあった．Fig.3 に SUS 箔と Al 板の AES 深さ方向の元にてロール圧接することでクラッド接合した．

素の分析結果を示す．酸化膜由来の O は，SUS304 で
は 表 面 か ら 10nm 程 度，Al 板 で は 20nm 程 度 で 完 全

その後チャンバーからサンプルを取り出し，熱処理をに消滅した．よって，今回使用した SUS 箔と Al 板は，行い，SUS/Al クラッド材を作製した．

2nm 程度のエッチング量で表面吸着分子層が除去でき，
２．３

20nm 以上のエッチング量で酸化膜が完全に除去された

評価方法

２．３．１

清浄な表面を得られることがわかった．

オージェ電子分光装置による深さ方向の元素分析

SUS 箔および Al 板表面の吸着層や酸化皮膜厚みの分３．２析および SUS/Al クラッド材の界面分析には，オージェ

エッチング量の接合強度への影響

電子分光装置（AES：Auger Electron Spectroscopy，

Table1 に示すように，厚さ 0.05mm の SUS 箔と厚日本電子㈱製 JUMP-7000）を用い，深さ方向の元素分さ 0.17mm の Al 板を用いて，プラズマエッチング時析を行った．

間を変化させ，エッチングなしのもの（Sample 1），表面吸着分子層を除去したもの（Sample 2），酸化膜まで

２．３. ２

完全に除去したもの（Sample 3）の 3 種の SUS/Al ク

ピール強度測定

SUS/Al クラッド材の密着力評価として，JIS C6471

ラッド材を作製した．クラッド接合後（熱処理前）の状に準拠して，180°ピール試験を行った．ピール試験は幅

態では，Sample 1 は全く接合しなかったが，Sample 2

16

SUS/Al クラッド材の接合メカニズムと諸特性

Fig.2 AES depth analysis of carbon atoms of raw material: (a) SUS304 (b) A1050

Fig.3 AES depth analysis of raw material: (a) SUS304 (b) A1050

Table1 Manufacturing conditions for SUS / Al clad
Bonding strength
Poor
Good
Good

と Sample 3 は接合可能であった．したがって，接合には表面吸着分子層の除去が必要であることがわかった．
Fig.4 にクラッド接合後の SUS/Al クラッド界面の AES
分析結果を示す．Sample 2 は SUS/Al クラッド界面に
O ピークが見られることから，酸化膜が残存した状態で接合している．一方で Sample 3 は O ピークが見られないことから，清浄な金属同士で接合している．Fig.5に Sample 2 と Sample 3 の ク ラ ッ ド 接 合 後 と 230 ℃
30min 熱処理後のピール強度を示す．クラッド接合後のピール強度を比較すると，Sample 2 が 5.2N/cm であるのに対し，Sample 3 が 9.4N/cm であり，酸化膜が残存する場合，ピール強度は酸化膜が残存しない場合の半分程度まで低下した．しかし，熱処理後は両サンプルとも

Fig.4 AES depth analysis of oxygen atoms of SUS/Al
clad material after bonding

ピール強度が向上し，Sample 2 が 17.2N/cm であるのに対し，Sample 3 が 17.9N/cm と同程度の値となった．
よって，表面吸着分子層が除去できていれば，酸化膜は完全に除去せずとも接合は可能であり，さらに熱処理を

17

東洋鋼鈑

Vol.41

Fig.5 Peel strength of SUS / Al clad material before andafter heat treatment
Fig.6 Effect of temperature on peel strength of SUS / Alclad material

行うことで清浄な金属同士の接合と同程度のピール強度が得られることがわかった． SUS/Al 冷間圧延クラッド

強度を示す．ピール強度は 200℃以上で増加し，400℃

材において，熱処理によりピール強度向上する要因として，接合時の金属原子の熱拡散が報告されている ．本ではクラッド接合時の約 6 倍までピール強度が向上した．

実験において酸化膜が残存していても，熱処理を行うこ

一般的に SUS と Al との接合においては，熱処理によりとで酸化膜を完全に除去した場合と同程度ピール強度が相互の原子拡散が起こると接合界面に脆弱な Fe-Al 系金得られたのは，熱拡散が影響している推測された．そこ

属間化合物層が生成され，接合強度の低下が生じること

で酸化膜が残存している状態での熱処理の影響についてが知られている 2)．今回の実験において，熱処理によっ

詳細な調査を行った．

てピール強度が向上した要因を明らかにするため，熱処

4)

理による界面状態の変化について調査した . Fig.7 に熱
３．３

処理温度 100℃，200℃および 400℃での SUS/A1 界

熱処理による接合強度への影響

Table2 にクラッド材の作製条件を示す . 厚さ 0.1mm

面の TEM 像を示す．SUS/Al 界面にはいずれの熱処理の SUS 箔と厚さ 0.4mm の Al 板を用いて，酸化膜が残温度においても金属間化合物層の生成が確認されなかっ存した状態でクラッド接合した SUS/Al クラッド材を作た．より微細な領域での金属原子の拡散状態を調査する

製し，熱処理温度 100℃から 400℃，保持時間 240min

ため，SUS/Al 界面を中心に 5nm 間隔で EDS スポット分析を行い，各金属原子の拡散状態を調べた．Fig.8 ににて熱処理を行った．Fig.6 に各熱処理温度でのピール

SUS/Al クラッド界面の EDS 元素分析結果を示す．熱
Table2 Manufacturing conditions and heat treatment
conditions for SUS / Al clad material

Fig.7 TEM image of SUS / Al clad material bonding interface after heat
treatment at a) 100 ℃ , b) 200 ℃ , c) 400℃

18

SUS/Al クラッド材の接合メカニズムと諸特性

Fig.8 EDS analysis result of diffusion state of metal atoms a) Al, b) Fe, C) Cr, d) Ni
at the bonding interface of SUS / Al clad material after heat treatment

処理を行わない場合とピール強度に変化がなかった熱処

４．SUS/Al クラッドの製品例と諸特性

理温度 100℃の条件では，接合界面の金属原子拡散は見
本実験により，表面活性化法による SUS/A1 クラッ

られなかった．対して，ピール強度が増加した熱処理温

ドでは，クラッド接合後に 200℃から 400℃での熱処

度 200℃および 400℃では，界面から Al 側に 5nm の理を行うことで，クラッド工程でのエッチング処理時箇所で SUS 成分である Fe, Cr, Ni がそれぞれ増加して間の短縮が可能であることを見出した．これによりク

おり , Al 層中への SUS 成分の拡散が認められた．Al 側

ラッド生産ラインにてライン速度を従来の約 3 倍以上に 5nm の箇所での SUS 成分の濃度は 100℃＜ 200℃増速でき，生産能力の大幅な向上が達成できた．Fig.9＜ 400℃の順に増加しており，SUS 成分の拡散量の増加に SUS/Al クラッド材の製品例を示す . 本製品はスマーとピール強度増加には相関が見られた．また，Al 層へのSUS 成分の拡散距離は，400℃以下の温度範囲においては 10nm 以下であった．SUS/Al 界面は SUS 酸化膜とAl 酸化膜を介して接合しており，SUS と Al の酸化膜層が 10nm 以上残存していることから，拡散は母材までは進行しておらず，酸化膜間で生じていると考えられる．
さらなる詳細なメカニズムの解明には，より微細な構造解析が必要であり，今後も調査を進める．

Fig.9 Product example of SUS / Al clad material:
0.05mmSUS304 / 0.2mmA1050 /0.05mmSUS304

19

東洋鋼鈑

Vol.41

Table3 Characteristic value of SUS / Al clad material

トフォンの放熱用プレート材であり，クラッド材の構成

実際に SUS/Al クラッドの比重，引張強度，耐力，伸びは 0.05mm SUS304/0.2mm A1050/0.05mm SUS304の測定値は，いずれも複合則に近い値であった．従って，である．バイメタル効果による温度変化での変形を抑複合則による予測を用いることで顧客のニーズに合わせ制するため，表裏対称の 3 層クラッド材としている．

た材料設計も容易である .

Table3 に SUS/Al クラッドの諸特性を示す．0.05mm

次にモバイル機器への実装を想定した放熱特性の評価

SUS304/0.2mm A1050/0.05mm SUS304 の 構 成 でを行った．Fig.10 にサーモグラフィーを用いた SUS/Al

は，A1050 単一材と比較し , 引張強度および耐力が約

クラッドの放熱性試験の概要を示す．比較対象としては，

1.8 倍向上した．また，SUS304 単一材と比較し , 比重

厚み 0.3mm の SUS304 と放熱性改善によく用いられるは約 45% 減少，熱伝導率は 10 倍まで向上しており，強厚み 0.05mm のグラファイトシート（GS）を片面に貼っ度と軽量性および放熱性のバランスが優れている．また，た厚み 0.25mm の SUS304 を用意した．サンプルサイ

SUS/A1 クラッド材は SUS と Al の比率を変更することズは 56mm × 90mm とし，サンプル端部にヒーター出で，特性を自在にカスタマイズ可能である . SUS/Al ク

力 1W，接触面積 12mm × 12mm のヒーターを取り付

ラッドの特性値 ( χ ) は素材の特性値 ( χ SUS，χ Al) と体けた．ヒーターの電源を入れ，10min 後に温度が安定

積分率 ( φ SUS，φ Al) より，次のように複合則で簡易的した時点での熱拡散状態をサーモグラフィーにて評価しに予測できる．

た．Fig.11 に放熱性試験の結果を示す．熱拡散状態を比χ = χ SUS φ SUS+ χ Al φ Al 		(1)

較すると，SUS ＜ GS+SUS ＜ SUS/Al クラッドの順に

Fig.10 Heat dissipation evaluation test method

20

SUS/Al クラッド材の接合メカニズムと諸特性

Fig.11 Results of heat dissipation test

熱源から熱が遠くまで拡散しており，熱拡散性は SUS/

クラッド接合後に熱処理を行うことで，エッチング処理

Al クラッド材が最も優れていることが分かった．ヒー

時間が短縮でき，生産性が大幅に向上した．SUS/Al ク

ター温度も SUS が 73.2℃，GS+SUS が 48.2℃に対し，ラッド材は強度と放熱性に優れ，軽量であるため，今後

SUS/A1 クラッドが 44.7℃と最も低く，温度上昇を抑スマートフォン等のモバイル機器の放熱用部材への適応

制できることがわかった．したがって CPU 等の放熱対が期待される .

策として SUS/Al クラッドは有用であると考えられる．

引用文献

加えて，従来のグラファイトシートを SUS/Al クラッド

1） 奥井利行，米満善久，吉田健太郎：新日鉄住金技報，

材に置き換えることで，貼り付け工程の省略も可能とな

396 (2013)，106-110.

る．さらに SUS/Al クラッドの利点として，グラファイ

2） 西條謹二，吉田一雄，平松裕更：東洋鋼鈑，29 (1991)，

トシートが貼れない複雑形状にも加工できるため，熱拡55-64.

散面積を拡大でき，より効果的に放熱性を向上させるこ

3） 西條謹二，吉田一雄，礒部剛彦，宮地昭夫，小池一幸 :とが可能である．以上の結果から SUS/Al クラッド材は

まてりあ，39 (2000)，172-174.

放熱用プレート材等の放熱部材に適した材料である．

4） 奥井利行，潮田浩作：鉄と鋼，105 (2019)，No.1，
38-47.

５．結言

SUS304 と A1050 の表面活性化接合において，接合前の素材の表面状態を AES 分析した結果，SUS304 お
よび A1050 の最表面には 1nm 程度の表面吸着分子層が存在し，その下に酸化膜が SUS304 は 10nm 程度，
A1050 は 20nm 程度存在することがわかった．そこで，エッチング量を変化させ，表面吸着層と酸化膜の接合性への影響を調査し，エッチング時間短縮による生産性向
上が可能か検討した結果，以下の知見を得た．
(1) 表面吸着層のみを除去することでクラッド接合が可能であり，クラッド接合に必要なエッチング量は 2nm以上である．
(2) クラッド接合後に熱処理を行うことで，SUS/Al 界面に酸化膜が残存している場合でも完全に酸化膜を除去したものと同程度の高いピール強度を得ることができる .
(3) クラッド接合後の熱処理は 200℃以上でピール強度が向上し，400℃のときピール強度が最も高かった．熱処理でのピール強度増加は SUS/Al 界面での酸化膜間の原子拡散が寄与していると考えられる．
以上の知見より，SUS/Al クラッド材の製造において，

21

東洋鋼鈑

22

Vol.41東洋鋼鈑

Vol.41

ピンホール検出器における斜め孔検出方法の開発
馬場﨑陵＊１・三宅勝也＊２・今重薫＊３

Development of Diagonal Hole Detection Method in Pinhole Detector
Ryo BABASAKI，Katsunari MIYAKE，Kaoru IMASHIGE

S y n o p s i s ：Pinhole detector is a device that detects minute holes that penetrate in the thickness
direction of the target. The causes of pinholes are falling off of non-metallic inclusion andcracking during cold-rolling. As a general inspection method, the target is irradiated withlight to detect the transmitted light from the hole, but in the case of a diagonal hole, thetransmitted light is less than that of a vertical hole, and it may not be detected. Therefore,
we have developed a detector that can detect diagonal hole and improved the detection
capability. The developed pinhole detector uses two linear Fresnel lenses to focus the LED
light in one place. By making the light at the same angle as the diagonal hole, the amountof transmitted light can be increased. In addition to this, by using an optical fiber that can
propagate only the light incident from a predetermined angle, it is possible to reduce theinfluence of light other than transmitted light that reduces the S/N ratio.
Key Words：pinhole detector; pinhole; diagonal hole; lens; optical fiber; minute non-metallic inclusion

１．緒

本報では，ピンホール検出器の概要および，開発したピ

言ンホール検出器における斜め孔の検出方法について報告
ピンホール検出器とは，被検査対象（以下，本報ではする．

冷間圧延鋼板を例にとる）の厚み方向に貫通した直径数十マイクロメートル程の微小な欠陥（以下，ピンホール

２．従来型ピンホール検出器の検出原理と課題と称する）を検出することを目的とした装置である．鋼
板にピンホールが発生する原因としては，材料中の介在

１） ピンホール検出器の検出原理
ピンホール検出器は，鋼板に光を照射する投光器と，物の冷間圧延による脱落やひび割れ等があり，ピンホー
1)

ルの直径も板厚や介在物の大きさで様々である ．ピン

光検出素子を有する受光器から構成されている．ピン

ホールを検出するための手法として，鋼板に光を照射し，ホールが存在する場合，投光器から照射した光は受光器

孔からの透過光を受光器でとらえて，ピンホールを検出側に透過する．この透過した光量に応じて検出素子からする方法を用いているが，ピンホールは，必ずしも鋼板の出力が変化し 2)，出力が判定しきい値を超えた時にピ表面から垂直に貫通しているとは限らず，傾斜して貫通ンホールと判定している．ピンホールからの非常に微弱しているもの（以下，斜め孔ピンホールと称する）が稀な光を検出しているため，設備近傍に設置された照明や，に発生する．これらは，垂直に貫通しているピンホール

鋼板端部より回り込む投光器の光の影響（以下，外乱光に比べて透過光量が弱く，角度が大きい場合には光が透と称する）は可能な限り小さくすることが求められる．

過できず，検出できない可能性がある．

透過光 (Signal) と外乱光 (Noise) の比を高くとることが＊１ 下松事業所

エンジニアリング部

計装グループ＊２ 下松事業所

エンジニアリング部

部長

＊３ 元

下松事業所

エンジニアリング部

計装第 1 チーム

計装グループ23東洋鋼鈑Vol.41

できれば，受光器の光に対する感度を高くし，より小さきが同一直線になりにくく，透過した光が受光器に入らなピンホールを検出することが可能となる．

ない場合は検出することが出来ない．検出可能な面を大きくすればこの問題は解決するが，同時に外乱光を受ける可能性のあるエリアを増やすことにもなり，一概に検２） 検出方法における課題
ピンホールは必ずしも鋼板表面から垂直に貫通すると出能力が上がるとは限らない．そこで，斜め孔ピンホーは限らず，傾斜して貫通するものも存在する．同じ光束

ルを透過した光を，受光器まで導くことが可能となる仕の照射光が，垂直および角度θで斜めからピンホールに組みの開発を行った．

入射した場合，受光器上では，斜行入射光量は垂直入射
光量の cos θ倍となる．つまり，斜め孔ピンホールを

３．斜め孔検出方法の開発および検出能力向上の検討

透過する光はピンホールの傾斜角が大きいほど小さくな
り，検出が困難になる．また，投光器（LED）は通常，

１） 斜め孔検出可能な光学設計の検討

鋼板に対して垂直に設置されるため，照射された垂直光
または拡散光は斜め孔ピンホールからは反射ないし拡散

斜め孔ピンホールが検出困難である要因は第 2 章でした光が透過するため，さらに微弱な光となり，検出が述べたが，主となる要因は投光器から照射した光がピン

難しい．

ホールを透過し，受光器に至るまでの光が拡散光のみでしかし，斜め孔ピンホールでも，Fig.1 の A に示すと同一直線上に少ないためである．そこで，レンズを用いおり，貫通した孔の方向が鋼板の幅方向，すなわち投光て光を屈折させ，斜め孔ピンホールを透過可能なベクト器および受光器の長手と平行である場合には，傾斜角にルの光を鋼板へ照射する方法の検討を行った．

もよるが検出が可能である．これは投光器の発光面が鋼

レンズは入射した光を屈折させる性質がある．この性

板幅よりも広く，光は放射上に広がることから，ピンホー

質を利用して斜め孔の角度と同じになるよう光を屈折さルのある箇所に照射される光は発光幅の積分となり，せることで，斜め孔ピンホールをダイレクトに透過し，様々な角度の光と光量を有するためである．検出素子も検出可能な光量を確保できると考えた．また，透過し幅方向に並べられるため，光を検出することが可能であた光を受光器に入射させるための方法として，光ファイる．しかし，Fig.1 の B に示すように鋼板の幅方向に対バーを採用した．光ファイバーは開口数により，伝搬可

して垂直である場合には，貫通方向と照射された光の向能な入射角の光が限定される．この性質から，検出した

Fig.1 Schematic view of light path through the strip24ピンホール検出器における斜め孔検出方法の開発

い斜め孔から透過した光の角度 +5°を伝搬可能な開口数の光ファイバーを使用することで，外乱光は伝搬せず，透過光のみが受光器に届くようになり S/N 比を向上させることが可能となる．
Fig.2 に使用する光ファイバーの開口数と透過光の関係を示す．また Fig.3 にレンズおよび光ファイバーを使用した装置構成を示す．鋼板と光源との間に，光ファイバー端面に焦点を結ぶようレンズを配置している．これ
により，光源の光軸から広がる光を再び光軸に接近する
ように収束させている．光ファイバーにおける入射側は1 本ずつ 1 列に並べられており，出射側は Fig.4 に示すように端面を揃えて筒状に束ねられている．入射側で受けたピンホールからの透過光は光ファイバー内部を伝搬（全反射）し出射側の端面から受光器に照射される．伝搬可能な範囲外から入射した光は，端面まで伝搬されず，

Fig.2 Relationship between numerical aperture andtransmitted light angle

Fig.3 Detector configuration using linear Fresnel lenses and optical fiber

Optical fiber bunble

Fig.4 Schematic view of optical fiber unit

25

東洋鋼鈑

放射光として伝搬経路の途中で光ファイバー外周より放Vol.41

べて半分程度の出力に留まっている．

出される．これらの組み合わせにより，従来使用してい一方でレンズを使用して光ファイバーの入射面をレンたピンホール検出器では，特殊な遮光材を用いて受光面

ズの焦点位置に配置すると，検出器が検出するピンホー

周囲を覆わなければならなかったが，開発したピンホールの透過光による立ち上がりはレンズのない場合よりもル検出器ではそれらを使用せず，さらにより微小な孔に緩やかになり，検出時間は長くなる．また斜め孔ピンホー

対しても検出感度を得ることが可能となった．

ルに対しても垂直孔ピンホールと同等の出力を得ることができている．このようにレンズの使用により，従来に比べ斜め孔ピンホールにおける検出素子からの出力を大２） 検出レベルの比較
Fig.5 に当社で従来使用していたピンホール検出器と，

きくとることが可能であり，垂直孔ピンホールに関して

今回新たに設計した検出器で同一のピンホールサンプル

も透過光を検出可能な幅が大きくなることが確認され板を用いて測定を行った結果を示す．レンズを使用してた．検出する時間が長くなったことにより，鋼板の移動いない従来のピンホール検出器では，垂直孔ピンホール速度によって従来では検出できないピンホールでも，新からの透過光に対して非常にシャープに検出素子の出力たに開発した検出器を用いることで検出可能となることが増加しており，ピンホールを検出する時間は短い．まが期待される．

た斜め孔ピンホールに対しては，垂直孔ピンホールに比※ Since the sample used for measurement has a large hole,the detection value is high even without lens.

Fig.5 Comparison of detection levels using optical fiber26

ピンホール検出器における斜め孔検出方法の開発

４．結言

本報では，新規に検討したピンホール検出器の斜め孔
ピンホールの検出方法について紹介した．レンズおよび光ファイバーを使用することで，照射光が斜め孔ピン
ホールを透過出来るようになり，ピンホール透過光以外の外乱光の影響を低減できるため，安定した検出能力を得ることが可能となった．また，外乱光の影響を低減できたことにより，従来では検出できなかった，より小さな径のピンホールを検出可能になるため，さらなる検出能力向上の検討を行う．
引用文献
1）岡本博，佐々木宗男，山崎篤，堂本靖博：東洋鋼鈑，
33(2002)，17-22.
2）浜松ホトニクス株式会社：光電子増倍管―その基礎と応用―，第 4 版 (2017).

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東 洋 鋼 鈑VOL. 41
令和４年５月
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