窒化ケイ素製ツールを用いた鉄道車両用
A7N01合金の摩擦攪拌接合Friction Stir Welding of A7N01 Aluminum Alloy for Railway Vehicles Using Si3N4 Ceramic Tool
橋 本 健 司 Kenji HASHIMOTO
河 田 直 樹 Naoki KAWADA

石川武 Takeshi ISHIKAWA
藤 井 英 俊 Hidetoshi FUJII

摩擦攪拌接合に用いられる接合ツールは，接合長が長くなるにしたがって磨耗が進行し，ついには破損に至る．
したがって，接合長が長い場合，安定した良好な接合品質の継手を得るには，ツールに耐摩耗性が求められる．
従来，アルミニウム合金の接合には，工具鋼などの鉄鋼材料製のツールが用いられてきた．本研究では，ツール寿命の延伸を目的として，鉄鋼材料よりも耐磨耗性に優れた窒化ケイ素をツール材質として用いた．そして，まず本ツールを用いた接合が実際の製造に応用可能かを検討するために，各接合条件で作製した継手の組織と機械的特性を調査した．

A tool wears out during friction stir welding as the welding length increases, then it finally breaks. Therefore,
the high wear resistance is required for the tool to accomplish a stable long welding. A ferrous tool, such as toolsteels, has been conventionally used for the friction stir welding of aluminum alloys. In this study, for the purpose of extending the tool life, silicon nitride, which has a higher wear resistance than a ferrous material, wasused for the tool material. As a feasibility study of the tool in actual manufacturing, the microstructure andmechanical properties of the FSW joints made using this tool were investigated.

基合金（6）ツールがその例として挙げられる．そのような

１ 緒言

中，近年，ツール材質として，優れた高温強度と耐摩耗

摩擦攪拌接合（Friction Stir Welding : FSW）は，性をもつ窒化ケイ素を適用し，かつツール形状の最適化

1991年に英国のTWI（The Welding Institute）で開発さを行なうことで，高融点金属であるステンレス鋼に対しれてから，これまでに鉄道車両，航空・宇宙機器，自動て良好な接合が可能であるという報告がされた（7）．

車部品等の製造に適用されてきた．FSWは，摩擦熱を一方，Al合金製鉄道車両構体には，主に6000系合金の利用して接合する固相接合法であり，次のような特徴をA6N01（Al-Mg-Si）と，7000系合金のA7N01（Al-Zn-Mg）

もつ（1）．

が用いられている．A6N01合金は押出性に優れ，Al合金① アーク溶接と比較して変形量が数分の一以下である．の中で中程度の強度を有するため，屋根および側構体に② 開先加工や接合時の前処理が不要である．

中空押出形材が適用され，FSWの研究も多数報告され③ 接合中にヒューム，スパッタ，紫外線の発生がない．ている（8）．これに対して，A7N01合金は高強度であるた④ 気孔，割れなどが発生しにくい．

め，信頼性が求められる台枠に中厚板が用いられている⑤ Al合金の場合は，シールドガスが不要である．

が，高温における変形抵抗が高く，ツールにかかる負荷⑥ フィラーが不要である．

が大きい。そのため，FSW適用の障壁となっていた．

以上の特徴から，低コストで，かつ接合継手の信頼性Al合金の接合には，一般に工具鋼製ツールが用いられが高い鉄道車両構体を製造する上で，FSWは有用な接るが，本研究では，ツール寿命の延伸という観点から，合法であると言える．

高温強度と耐摩耗性に優れた窒化ケイ素製ツールを設

これまでに，融点が高い鉄鋼材料よりも，融点が比較計・製作し，A7N01合金の接合を行なった．そして，ま的低いAl合金に対して，FSWの実用化は進んできた．

ず本ツールを用いて得た継手が要求特性を満足するかを

それは，高融点金属の接合では，高温度域での接合ツー検討するため，各接合条件で作製した継手の組織と機械ルの耐久性が問題となり，実用化の障壁になっていたこ的特性の評価を行なった．とに起因する．これを克服すべく，優れた高温強度と耐摩耗性をもつツールの開発が国内外で盛んに行なわれてきた．例えば，Ir合金（2）（3），WC合金（4），Ni基合金（5），Co

総合車両製作所技報

創刊号

10窒化ケイ素製ツールを用いた鉄道車両用A7N01合金の摩擦攪拌接合さ試験および引張試験により評価した．硬さ試験は，接２ 実験方法

合方向と垂直な面を測定面として，板厚中心部から両端

図 1 に接合方法の模式図を示す．FSWは，プローブとに22 mmの範囲を，測定荷重1.96 N，荷重保持時間10 sの呼ばれる先端に突起のある円柱状のツールを回転させな条件で測定した．引張試験片形状は，図 2 に示す接合方

がら，被接合材と接触させ，材料との摩擦熱を利用して向と垂直方向に切り出したJIS Z 3121 1A号試験片とし，接合する固相接合法である．ツールは，径の大きいショ接合部の凹凸ならびに裏面の未接合部の影響を除去するルダ部とその先端にあるプローブ部から構成される．接ため，いずれの試験片も接合部の表面と裏面を各 1.0 mm

合中はプローブのみが材料に押し入れられ，接合すべき機械加工して試験を行なった．

突合せ面に沿って移動する．このとき，被接合材は裏当て板に拘束され，固体の状態を維持しながら，ツールによる塑性流動によって接合が行なわれる．
供試材は，板厚 6 mmのA7N01-T5合金押出形材を用い，突合せ接合を行なった．供試材の化学成分を表1に示す．
接合には，位置制御方式のFSW装置を用い，板表面からのプローブ挿入量は6.0 mmとした．接合に用いた窒化ケイ素製のツール形状と接合条件を表 2 に示す．従来の工具鋼製ツールのプローブは円柱形状でネジがきってあるが，本ツールのプローブは円錐形のテーパー形状でネジはきっていない．接合は，回転ピッチ P = 0.25，図1 摩擦攪拌接合（FSW）の模式図0.75 mm/revの条件で行なった．回転ピッチ（接合速度/ツール回転数）は，ツールが 1 回転する間に移動する距R35離であり，回転ピッチが大きいほど，FSW中に材料に投 入 さ れ る 入 熱 は 減 少 す る ． 裏 当 て 板 は ， t 15 ×3725w 150 ×ｌ500 mmの窒化ケイ素製とし，押出形材の押出方向と平行方向に接合を行なった．
接合部の組織は，接合方向と垂直な面を観察面として，

80200

光学顕微鏡で断面組織観察を行なった．腐食液には，ケラー氏液（塩酸 20 ml＋硝酸 20 ml＋フッ酸 5 ml＋蒸留水20 ml）を用いた．また，機械的特性は接合後，室温・大図2 引張試験片形状（JIS Z 3121 1A号）

気中で1ヶ月の自然時効を施した継手のビッカース硬表1 供試材の化学成分

Type
A7N01-T5

Chemical composition in mass %SiFeCuMn

Mg

CrZn

Ti

Zr

Al

0.10

0.21

0.16

0.36

1.3

0.10

4.4

0.03

0.14

Bal.

表2 ツール形状と接合条件

Shoulder diameter,
D mm
16Tool size

Probe length,l mm

Tool tilt,

Rotation speed,
R rpm

5.8

3600 1500

1111Welding parameters
Welding speed,
V mm/min150 1125

Revolution pitch,
P mm/rev
0.250.75

2013年１月

３ 実験結果および考察

rpm - 1013 mm/min］で作製した継手のビード外観を示

３．１ ビード外観および断面組織

す．ビードには，等間隔のリップル模様が観察され，バ図3に代表的な例として，（a）P = 0.25 mm/rev［600リの排出も少なく，外観は良好であった．また，P がrpm - 150 mm/min］および（b）P = 0.75 mm/rev［13500.25 mm/revから0.75 mm/revに増加し，入熱量が減少す

(a)

(b)

Advancing Side(AS)Retreating Side(RS)
図3 （a）P = 0.25 mm/rev ［600 rpm - 150 mm/min］および（b）P = 0.75 mm/rev ［1350 rpm - 1013 mm/min］で作製した継手のビード外観

図4 各接合条件で作製した継手の断面マクロ組織
総合車両製作所技報創刊号

1212窒化ケイ素製ツールを用いた鉄道車両用A7N01合金の摩擦攪拌接合(a)BMSZHAZ(b)

TMAZ(c)

図5 （a）母材，および攪拌部；（b）P = 0.25 mm/rev ［600 rpm - 150 mm/min］，（c）P = 0.75 mm/rev ［1350 rpm - 1013 mm/min］ の光学顕微鏡写真
ると，ビード幅は約18 mmから15 mmに減少した．の光学顕微鏡写真を示す．母材の平均結晶粒径は約7.1

図4に各接合条件で作製した継手の断面マクロ組織をμmであり，攪拌部は P =0.25，0.75 mm/revでそれぞれ示す．図中の白丸で示す箇所に内部欠陥が観察された．

約6.4μm，6.2μmであった．この結果より，母材の結晶発生箇所は，前進側（Advansing Side : AS）であった．

粒はプローブによる攪拌で約 1μm微細化されるものの，P =0.25 mm/revにおいて，（a）600 rpm - 150 mm/mimの条回転ピッチによる顕著な差はないことがわかった．

件では無欠陥であるが，（b）900 rpm - 225 mm/min，（c）
３．２ 継手の機械的特性

1200 rpm - 300 mm/minと接合条件が高回転・高速度側になると，内部欠陥の大きさが増大した．
（c）の接合条件，およ図 6 にP =0.25 mm/rev［600 rpm - 150 mm/min］

では，バリの排出が多く，また図中の試料表面近傍に攪

び P =0.75 mm/rev［1350 rpm - 1013 mm/min］の条件で拌の流れがスムースでない領域が観察された．この現象作製した継手の硬さ分布を示す．この結果より，母材硬は，回転数が高くなり，材料の塑性流動のバランスが悪さは約133 HVであり，いずれの回転ピッチにおいても，くなったため発生したと考えられる．つまり，材料中の接合部硬さは中心付近から114 HVまで軟化することが熱の伝達に比べ，回転ツールから材料表面の入熱量が大わかった．一般に，硬さは結晶粒が小さいほど高い値をきくなりすぎ，表面温度のみが上昇し，局部的に塑性流示すが，ここでは逆の現象が起きている．これは，析出動が促進したと考えられる（9）．P =0.75 mm/revにおいて強化型Al合金特有の現象で，微細析出物の量や分散状は，（g）1350 rpm - 1013 mm/minの接合条件で無欠陥で態が硬さの軟化の原因となっている(10)．また，P =0.25mm/revあったが，それ以外の条件では，板下面に約 0.2 mmの未と0.75 mm/revの軟化領域（Softening region）はそれぞれ接合部および内部欠陥が観察された．これらの欠陥発生

約37 mm，18 mmであった．同図上に各回転ピッチのビは，攪拌不足が起因していると考えられる．

ード幅を示すが，軟化領域は両ピッチでビード幅以上で図5に母材（Base Metal : BM）と， P =0.25 mm/revあることから，接合中の塑性流動よりも摩擦熱の影響が軟化現象に深く関与していると考えられる．

［600 rpm - 150 mm/min］および 0.75 mm/rev［1350 rpm 1013 mm/min］で作製した継手の攪拌部（Stir Zone : SZ）

1313

図7に各回転ピッチで作製した継手の引張試験結果を2013年１月

示す．
（a）
（b）の結果より，P =0.25 mm/revでは接合速度150～225 mm/minの範囲， P =0.75 mm/revでは900～1013 mm/minの範囲でMIG溶接継手の引張強さと耐力（11）を上回ることがわかった．また引張試験片の破断位置は，ほとんどの場合が攪拌部であったが，P =0.25 mm/rev［600 rpm - 150 mm/min］の接合条件において，図6に示す硬さの最大軟化位置（MIN 0.75）で破断した．

Vickers hardness (HV)250

P=0.25 mm/rev
P=0.75 mm/rev

200

Bead width0.25
Bead width0.75

150

10050

MIN0.25RS

SOF region0.75

MIN0.75ASSOF region0.25-22 -18 -14 -10 -6 -2
2
6 10 14
Distance from weld center, x /mm

1822

図6 P=0.25 mm/rev［600 rpm - 150 mm/min］，およびP=0.75 mm/rev［1350 rpm - 1013 mm/min］の
硬さ分布

図7 各回転ピッチで作製した継手の引張試験結果（a）引張強さ，（b）耐力

４ まとめ
参考文献

窒化ケイ素製ツールを用いて，板厚6 mm のA7N01-T5（1）「摩擦攪拌接合-FSWのすべて-」，社団法人溶接学合金押出形材の突合せ接合を行なった．得られた結果を会編，産報出版，16-17，（2006）

以下に記す．

（2）宮澤智明，他：「高温材料の接合に向けたIr系摩擦・母材の平均結晶粒径は約7.1μmであり，攪拌部は攪拌接合ツールの開発」，溶接学会論文集，28-2，

P =0.25，0.75 mm/revでそれぞれ約6.4μm，6.2μmであ203-207，（2010）

り，母材の結晶粒はプローブによる攪拌で約 1 μm微細（3）宮澤智明，他：「高強度Ir系摩擦攪拌接合ツールの化されるものの，回転ピッチによる顕著な差はないこと開発」，溶接学会論文集，29-1，24-28，（2011）（4）松下宗生，他：「高張力薄鋼板の摩擦攪拌接合（FSW）がわかった．

技術の開発」，溶接学会論文集，27-4，360-370，（2009）
・P =0.25 mm/revでは接合速度150～225 mm/min の範囲，

（5）東靖子，他：「Ni基超・超合金製ツールによるP =0.75 mm/revでは900～1013 mm/minの範囲でMIG溶接

SUS430薄板の摩擦攪拌接合」，溶接学会論文集，継手の引張強さと耐力を上回った．また， P = 0.25

28-1，116-122，（2010）

mm/rev ［600 rpm - 150 mm/min］ の接合条件で，硬さ（6）佐藤裕，他：「鉄鋼およびTi合金用新規Co基合金摩擦攪拌接合ツールの開発」，溶接学会全国大会講演の最大軟化位置（MIN 0.75）から破断した．

概要 87, 288-289，（2010）（7）石川武，他：「Smart FSW ツール＆バックバーのTM開発」，東急車輛技報，61，18-25，（2011）

総合車両製作所技報

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1414窒化ケイ素製ツールを用いた鉄道車両用A7N01合金の摩擦攪拌接合（8）岩木俊一，他：「摩擦攪拌接合継手の後熱処理性－構造用アルミニウム合金の摩擦攪拌接合継手の諸特性に関する研究（第6報）－」，軽金属溶接，45-5，35-45，（2007）（9）Y. G. Kim, et. al, :Mater. Sci. Eng. A, 415, 250-254,（2006）（10）佐藤裕：「Al合金FSW部の機械的特性とミクロ組織」，溶接学会誌，71-8，581-584，（2002）（11）溶接・接合便覧，溶接学会編，丸善，1011

著者紹介
橋本健司
生産本部
技術部（基礎開発）

河田直樹
博士（工学）
生産本部技術部（基礎開発）主査

石川武

博士（工学）
生産本部
技術部（基礎開発）課長

藤井英俊
博士（工学）
大阪大学
接合科学研究所 教授

15
15

2013年１月