摩擦攪拌成形（FSF）を用いたチタン合金と光ファイバの機械的接合による新規スマート複合材料開発の試み
国士舘大学 理工学部理工学科機械工学系
准教授 Mofidi Tabatabaei Hamed（2019 年度 奨励研究助成（若手研究者枠）AF-2019044-C2）
キーワード：摩擦攪拌成形，機械的接合，新機能複合材料

１．研究の背景と目的

う課題が残されている 3)．別法として超音波溶接が知られファイバブラッググレーティング（FBG）センサの開発ているが，プロセスの温度が低いためセンサの用途が制限

は，航空機のスマートパーツの軽量化とインテリジェントされる 4)．真空ろう付け技術は FOS を用いた操作にある程な航空管制を実現するために不可欠である．FBG センサの度の柔軟性を与えるが，真空チャンバーを必要とするため開発では，部品の基材に光ファイバセンサ（FOS）を埋め複雑で高価である 5) ．また，セレクティブレーザー溶融込む技術が必要となるが，チタン系材料のような高融点合（SLM）も FOS を埋め込む方法として有望であるが，金属金に繊維を欠陥なく埋め込むことは困難である．世界中の用の 3Ｄプリンタは高価で入手しやすいものではない．

航空会社が航空機の保守，修理，およびオーバーホールに近頃，摩擦攪拌接合（FSW）6) の原理を用いた金属の新し費やす金額は，2015 年には約 500 億ドルであり，2020 年

い 成 形 方 法 と し て ，「 摩 擦 攪 拌 成 形 （ Friction Stirには 6250 億ドルに増加すると予想されていた 1)．航空機

Forming; FSF）」7) が異種材接合分野で注目を集めているシステムがより複雑で高性能になるにつれ航空機の軽量

8)化と低燃費化のニーズは継続的に高まり，それに伴って航に示すように，被加工材を金型の上に置いて，被加工材裏空機の品質，信頼性およびヘルスコンディショニングシス

面に摩擦攪拌を施すことで，金型形状を被加工材に転写すテムの予測能力を向上させる革新的技術の開発が重要とることを提案した．本研究では，この FSF を用いることでなった．FBG センサは光の反射波長のずれを介して変形，チタン合金と光ファイバを機械的に接合させる新規の異歪み，圧力および温度などの異なるパラメータを同時に測種材接合手法を提案するが，これは前述の要求を効果的に定する能力を有する，非常に魅力的な特殊タイプの FOS満たすものである．本研究は，FSF を用いて光ファイバをであり，非常に正確な測定や構造物の内部状態の監視へのその特性を損なうことなくチタン合金内部に埋め込んだ，応用が期待されている．FBG センサの研究としては，航空新規機能を持つ複合材料の開発についての実験的検討を機のフレーム，風車の羽根，高性能自動車などに使用され目的とする．この新規複合材料をスマート構造の基礎材料ている炭素繊維強化複合材料などの複合材料内部に光フとして導入することにより，ホストチタンの内部状態（温ァイバを埋め込む研究が多く，金属への FOS の埋め込みに度と歪み）を検出するためのセンサとして機能することが関する研究は極めて少ない．チタンのような高融点金属は期待できる．これにより，光ファイバの適用範囲は航空機センサを過酷な環境から保護することができるが，金属へ用途に限定されず，回転機械，車両構造，およびリアルタの埋め込み工程中には厳しい条件が存在し，キャスティンイムの状態監視システムを必要とする航空宇宙産業や人グやホットプレスのような方法も容易に使用することは工知能システムにおける用途にまで拡大することが期待できない．

される．

．本法の開発者である国士舘大学の西原公教授は Fig. 1

Ti-4.5Al-3V-2Mo-2Fe（商品名 SP-700）2)は，航空宇宙産業用に開発された微細構造を持つβリッチな超塑性チタン合金であり，加工性に優れ，超塑性特性を持つため，複雑な航空機・航空宇宙用部品の成形に適している．フォ
イルゲージに基づく従来法は，電気接点によって生じる故障に対処するために冗長性を必要とするため，金属の内部で正常状態の監視を実行することはできない．従来の技術においては通常，埋め込みプロセスによるダメージを防ぐため，FOS は金属コーティングされている．さらに，金属保護コーティングの材料と多孔度は，埋め込まれる繊維の接着に影響し，滑りやコートの剥離を引き起こし，それを堆積技術を使用して解決しようとすると，FOS を保護するために大きな金属コーティング（2 mm）が必要となるといFig. 1 Schematic Drawing of FSF7).

２．研究方法

後の供試材を示す．プローブ中心をスリットの真上に設置

2.1 FSF の実施

し FSF を行うと，光ファイバが入熱の影響で脆くなり，折Fig. 2 に示すようにガイドスリットをチタン合金板にれてしまうケースがほとんどであった．これまでの研究結設け，そこに光ファイバを配置し，チタン合金の表面に果より，摩擦攪拌時には材料が前進側（advancing side）FSF を行う．スリット内で材料の塑性流動が起こり，チタと比べ，後退側（retreating side）の方に流動すること

ン合金内部に光ファイバが機械的に接合される．これによが明らかになっているため，本実験ではプローブ中心をスって得られるチタンに埋め込まれたファイバセンサは，非リットの中心から 2 mm ずらし，前進側にオフセットしな

常に高温かつ過酷な環境で確実に動作できることが期待がら FSF を行った．

できる．
Table 1 Process parameters of FSF
Rotation speed

Travel[rpm][mm/min]

440～1750

25～800speed

Plunge depth[mm]0.8～1.4

Tilt
angle
[°]
3Fig. 2 Schematic of the experimental procedure for
embedding optical fiber inside titanium alloy. (Slitwidth: 0.5～1 mm, slit depth: 1.7 mm)
本実験では Thorlabs のコア径 200～600μm の光ファイバ（UM22-200～600）を使用し，供試材には厚さ 2 mm から3 mm の SP-700 チタン合金および Ti-6Al-4V チタン合金を用いた．FSF ツールは，Fig. 3 の外形寸法図に示したφdをショルダ径として，φ8 mm，φ10 mm，φ12 mm，φ15 mmの 4 種類のツールを使用した．

Fig. 4 Appearance of friction stir formed SP-700
titanium alloy showing surface and back side condition
for travel speeds of (a) 50 mm/min (b) 100 mm/min (c)200 mm/min (d) 400 mm/min (e) 800 mm/min (rotation
speed is set to 1240 rpm)
回転数を固定し，ツールの送り速度を変化させた FSF
後の表面（Fig. 4 写真左）を比較すると，色が変化していることがわかる．これは送り速度によって入熱が変化するためであると考えられる．また裏面の写真（右）からわかるように，送り速度が速くなると入熱が低下し，特に速度 200 および 400 mm/min では，摩擦熱が供試材の裏まで伝わっていないことが確認できる．しかし，断面組織観察の結果によると，送り速度の早いパラメータにおいても材

Fig. 3 Dimension of the FSF tool.

料がスリット内に十分充満していることが確認できた．
FSF 中の材料流動には入熱の他，圧力も関係していると考2.2 FSF によるインターロックの形成

えられ，送り速度が早いと圧力が上昇し，材料流動が影響チタン合金のような高強度合金の摩擦攪拌プロセスをを受けると思われる．また，送り速度が低い 50 mm/min

行う際に課題となるのは FSF ツールの寿命である．本実験

あるいは早い 800 mm/min の時にバリが発生しやすく，表では 3 種類の材質（タングステンカーバイドの超硬ツール，面が粗くなっていることが確認できる．

TZM ツール，純タンスステンツール）を用い，それぞれのFig. 5 に送り速度が低い条件の断面組織観察の結果を耐摩耗性を観察しながら最も本実験に適した純タンスス示す．送り速度が低下し入熱が上昇するため，軟化する材テンツールを選択して FSF 実験を行った．Table １に実験料体積が増え，空洞の部分が減少していることが確認できのプロセスパラメータを示し，Fig. 4 に実際に行った FSF

る．Fig. 6（left）は，入熱を上昇させるために，回転数を高くした場合の断面写真である．材料の流動によってスリットが完全に充満されていることが確認できる．しかし，また，今回チタン合金に破損なく埋め込むことができた

入熱をさらに上昇させるためショルダ径を大きくした結と考えられた光ファイバにおいて，供試材に埋め込まれて果，光ファイバが破損したことが確認できた（Fig. 6いるファイバにレーザーを照射したところ，入射光と出射（right））．これは光ファイバが熱の影響を受け脆くなっ光を確認できたが，光ファイバ損失の詳細については今後たためであると考えられる．

調査する必要がある．
Fig. 8 に FSF 後の断面組織観察を行った結果を示す．
攪拌部において結晶粒が微細化していることがわかる．走査型電子顕微鏡により結晶を観察し，攪拌の影響を受けていない部分（Fig. 8 (a)）の平均結晶粒 2 µm が攪拌部（Fig.
8 (c)）においては 0.8 µm まで微細化している結果が確認できた．またスリットの中に流れ込んでいる材料の結晶状態を Fig. 8 (d)に示す．Fig. 8 (d)においては結晶粒がFig. 5 Cross-section after FSF showing interlocked
fiber within titanium (Shoulder diameter: 10 mm ，rotation speed 1750 rpm, travel speed: 25 mm/min，plunge depth: 0.8 mm)

細かくなっていることから，Fig. 8 (b)に示した熱機械的影響部（TMAZ）の一部が溝に流れ込んでいる可能性が十分あると考えられる．

Fig. 6 Cross-section after FSF (left) Shoulder
diameter of 10 mm, (right) Shoulder diameter of 15 mm.
(rotation speed: 1750 rpm, travel speed: 25 mm/min，plunge depth: 0.8 mm)

３．研究結果および考察
3.1 SEM による組織観察
FSF を行った後の断面マクロ写真を Fig. 7 に示す．FSFによってチタンが軟化され，スリットに流動していることが確認できる．Fig. 7 (b)に示されているようにチタン合金の流れが不十分なため，空洞が発生していることが確認できるが，これは入熱が不十分であるためであると考えられる．

Fig. 8 SEM photo showing (a) un-affected zone, (b)Thermo-mechanically affected zone (TMAZ), (c) Stirzone and (d) plastically deformed and flowed material.
3.2 摩擦攪拌成形後の機械的性質の評価
3.2.1 光ファイバ周辺の材料流動および硬さ分布
ここまで述べてきたように，本研究ではツールショルダ
径を変更して FSF を行い，材料流動について調査した．FSF時のプロセスパラメータによって，温度が安定しなかった
ため，FSF 後に 4 つの部分で供試材を切断し，金属顕微鏡による断面組織観察を行った．Fig. 9 の①から確認できるように，光ファイバは破損することなく存在しているが，空洞が見られ，材料が光ファイバの周りで完全に流動していないことがわかった．また，プロセスのスタート直後では入熱が安定していないため，入熱不足により材料の流れが不十分で，スリットが残されていた．さらに，硬さ試験を行った結果，光ファイバ近くの攪拌部の硬さ値が母材よりも大きく上昇していること，また光ファイバ近くの母材

Fig. 7 SEM photos of mechanical interlocked opticalfiber after FSF showing (a) cross-section
perpendicular to the direction of processing, (b)interlocked fiber within titanium, (c) map analysis
showing that titanium has not filled the slit.の硬さ値は元の母材の硬さと同等であることが確認できた．この結果により，攪拌部はスリット内で流動していると言うことができ，攪拌部以外は FSF 時の熱の影響を受けていないことがわかる．Fig. 9 の②～④では材料の流れが均一であることが確認でき，硬さ値についても大きな変（母材の 67%から 55%）が得られ，Fig. 12 から確認でき化がないことが確認できる．これはプロセス中の入熱が安るように，ガイドスリットの部分から破断されていた．こ定しているためであると考えられる．しかし，送り速度がれはマルチパスを行うことにより改善できると考えられ

50 mm/min 以下および 800 mm/min 以上ではプロセス中にるが，今後さらに調査する必要がある．また，Fig. 12

温度が不安定となり，材料流動が不均質となる結果も確認（right）に示すように，FSF ツールが入熱量の大きいパされた．また，Fig. 10 はツールショルダ径 8 mm のもの

ラメータにおいて破損し，プローブ部分が摩耗することがを FSF 実験に用いた時のファイバ周辺の硬さ値を示す写わかった．

真であり，ツールショルダ径 10 mm の時と比較すると大きな変化はみられなかった．ただし，ショルダ径が小さくなると熱機械的影響部（TMAZ）および熱影響部（HAZ）の領域が小さくなり，ショルダ下の組織の変化が少なくなることが確認された．

Fig. 11 Relation between tensile strength and FSF tool
travel speed (Perpendicular to the direction ofprocessing)Fig. 9 Cross section of embedded fiber for ① starting
region, ② and ③ middle region, ④finishing region(Tool shoulder diameter: 10 mm)

Fig. 12 Tensile tested specimens (left) and tungsten
tool after FSF (right)
Fig. 13 に引張強さとツール回転数の関係（FSF プロセ
Fig. 10 cross section observation of embedded fiber

ス方向に対し垂直の引張試験結果）を示す．グラフから確

within the middle zone (Tool shoulder diameter: 8 mm)

認できるように，回転数が上昇すると引張強さが上昇している傾向がみられた．これは FSF 中の入熱と関係している

3.2.2 FSF 後の引張強度の評価と考えられる．回転数が低いと材料の流動が不十分でスリ

幅 1.0 mm，深さ 1.7 mm のスリット内部に光ファイバをットの空洞が残ってしまい，それが引張強度の低下につな設置して FSF を行う実験においては，材料の流動不足によがると考えられる．

り，特に送り方向に対する直角方向の引張強度が低下する

Fig. 14 に引張強さとツールの送り速度の関係（FSF プ可能性が考えられる．そのため，ツールのプロセスパラメ

ロセス方向に対し平行の引張試験結果）を示す．Fig. 11ータを変化させた FSF 後の送り方向に対して直角な引張のプロセス方向に垂直の引張試験結果と比較すると，引張試験片を作成し，引張試験を行った．引張試験片の作成に強さが大きく上昇していることがわかる．送り速度の違い

は ASTM E 646-98 を参考にした．その結果を Fig. 11 に示

による強度変化には，スリット内の材料の塑性流動およびす．すべてのパラメータにおいて母材の強度より低い強度

FSF 中のプローブ部の攪拌による攪拌部の結晶粒微細化が関係していると考えられる．また，Ti-6Al-4V チタン合
金の FSF 後の引張試験おいて，SP-700 合金より比較的に低い引張強度が得られた．これは材料の塑性流動が不十分であり，SP700 チタン合金と比較して，スリット内への材料の流れが不足していたためであると考えられる．

Fig.15 Hardness distribution of cross section after
FSF for different travel speeds (0.5 mm under surface)Fig. 13 Relation between tensile strength and FSF tool
rotation speed (Perpendicular to the direction ofprocessing)Fig. 16 Hardness distribution of cross section after
FSF for different rotation speeds (0.5 mm undersurface)Fig. 17 に表面からの距離別の硬さ値を示す．表面に近づくほど，硬さ値が上昇する傾向がみられ，これは組織写
Fig. 14 Relation between tensile strength and FSF tool
travel speed (Parallel to the direction of processing)

真から確認できるように攪拌による結晶粒微細化の差と関係していると考えられる．

3.2.3 FSF 後の断面の硬度分布
Fig. 15 に送り速度別の断面硬さ分布を示す．送り速度の違いによって入熱が変化し，表面の結晶粒のサイズに影響を及ぼし，これが硬さ値の変化として現れると考えられる（ホール・ペッチの関係で結晶粒が微細化することによって硬さ値が上昇することが知られている 9-10））．また，
Fig. 16 に回転数別の断面硬さ分布を示す．グラフから確認できるように，低い回転数において攪拌不足による硬さ値の変化はみられなかった．回転数が 1240 rpm では結晶粒が微細化することによって硬さ値が上昇する結果となり，回転数 1750 rpm では入熱が上昇することによって結晶粒が粗大化したと考えられ，硬さ値が回転数 1240 rpm

Fig. 17 Hardness distribution for different distancesより低下する結果となったと思われる．

from surface (1240 rpm 100 mm/min)3.2.4 FSF 時の温度測定

セス中に超塑性が生じている可能性が考えられる．

本実験では k タイプの熱電対を供試材のスリット（深さ7）純タングステンの FSF ツールが入熱量の大きいパラ1.7 mm の部分）に直接設置し，FSF 時の材料内部の温度測メータにおいて破損し，特にプローブ部分が摩耗したこと定ができるシステムを作成して温度測定を試みたが，結果から，チタン合金の FSF 時のツール材質の検討が必要であのバラツキが大きく，パラメータの変更による正確な温度ると考えられる．

変化を測定することはできなかった．SP-700 チタン合金

謝の超塑性発現温度は 1050 K 付近であり 2)，
回転数 1240 rpm，

辞

送り速度 50 mm/min の時の最大温度は 512℃と測定された

本研究は天田財団「2019 年度奨励研究助成」（若手研究が，最高温度がチタン合金の超塑性現象を示す温度を満た者枠）（AF-2019044-C2）により行われたことを記し，感謝していない．FSF 時のプロセスパラメータの変化によっての意を表します．

入熱量を変化させれば，プロセス中の温度の制御，またそれによる材料流動および組織の制御は可能であると考え参考文献

られるが，温度測定に関するさらなる調査が必要である．

1） The Ohio State University, Rajendra Singh,

４．結言2） A. Ogawa, M. Niikura, C. Ouchi, K. Minikawa, and614.292.9044.
本研究では FSF による光ファイバとチタン合金の機械

M. Yamada, “Development and Applications of的接合方法を提案し，新機能複合合金の形成の可能性を実Titanium Alloy SP-700 with High Formability,”

験的に調べた．本研究での課題は，FSF のプロセスパラメ

Journal of Testing and Evaluation 24, no. 2ータによって材料の流れが不十分であるケース，また入熱(1996): 100-109.

が多く光ファイバが破損してしまうケースがみられたこ

3） X. Li, “Embedded Sensors in Layered Manufacturing,”とであった．今後，FSF 時の材料の温度分布を正確に測定

PhD, Mechanical Enginnering,Stanford University, 2001.

できるシステムの開発が必要とされるが，FSF によるチタ

4） Y. Li, W. Liu, Y. Feng, and H. Zhang, “Ultrasonic

ン合金と光ファイバの機械的接合によるスマートマテリ

embedding of nickel-coated fiber Bragg grating in

アル開発の可能性が示された．また，FSF プロセスパラメ

aluminum and associated sensing characteristics,”

ータとチタン合金の機械的性質の関係についても検討し，Opt. Fiber Technol., vol. 18, no. 1, pp. 7– 13, 2012.

以下の知見が得られた．
1）チタン合金の表面状態，組織および機械的性質がプ

5） S. Sandlin, T. Kosonen, A. Hokkanen, L. Heikinheimo,
Use of brazing technique for manufacturing of highロセスパラメータに依存していることが明らかとなり，送temperature

り速度は 50 mm/min 以下および 800 mm/min 以上ではプロ

displacement transducer, Materials Science andセス中に温度が不安定となり，材料流動が不均質となる結果が確認された．
2）硬さ試験を行った結果，光ファイバ近くの攪拌部の硬さ値が母材よりも大きく上昇していること，また光ファfibre

opticaltemperatureandTechnology, Vol. 23, Iss. 10, 2007.
6） W.M. Thomas et el. “Friction Stir Welding”,
International Patent Application No. PCT/GB92/02203.

イバ近くの母材の硬さ値が元の母材の硬さ値と同等であ

7） T. Nishihara, “Development of Friction Stirることが確認できた．この結果により，攪拌部はスリットForming”, Mater. Sci. Forum, 426-432 (2003)

内で流動していると言え，攪拌部以外は FSF 時の熱の影響を受けないことがわかった．
3）ツールの送り方向に関する引張試験結果により，す2971-2978.
8） H. M. Tabatabaei et al., “Friction Stir FormingforMechanicalInterlockingofUltra-Thin

べてのパラメータにおいて母材の強度より低い強度（母材

Stainless Steel Strands and Aluminum Alloys”,の 67%から 55%）が得られた．

Defect and Diffusion Forum, 382, pp.114-119,4）送り速度の変化による強度の大きな変化はみられな

2018.

かったが，回転数が低下することにより強度が低下する傾9） Hall E.O., “The deformation and ageing of mild

向が確認できた．これは材料の結晶粒微細化に関係していsteel: III Discussion of results,” Proceedings

ると考えられる．
5）マルチパスを行うことにより，材料流動の不足によof the Physical Society 64 (1951) 747– 753.
10） PetchN.J.,“Thecleavage

strengthof

る強度の低下に関する課題点を改善できると考えられる

polycrystals,” J. Iron and Steel Inst. 174 (1953)

が，今後さらに調査する必要がある．

25– 28.

6）高い送り速度における材料流動の結果により，入熱の影響以外に，FSF 時の圧力および超塑性チタン合金の速度依存性も材料流動に影響していることが考えられ，プロ