Review

金属基ガラスバルーン分散複合体の加工熱処理組織と機械的特性
梅澤

O. Umezawa

修*

１．緒言
超軽量・低強度特性を生かすべく，軽量金属や高分子を用いたポーラス材料の開発が活発に行われてきている 1)．その機械的性質を高めようとする場合，セルの微細化・均一分散がその有力手法であるが，多孔質あるいは発泡等を利用する方法では，セル構造体の大きさや幾何学的配置，またそれらの均一性を mm オーダー以下での制御に課題がある．他には，中空粒子を金属中に分散させる方法がある．例えば，廃ガラスバルーンと再生アルミニウム合金を鋳造により複合化した素材が建築内装用パネルとして開発されている 2),3)．超軽量や電磁シールドなどの特性をより高度に利用するには、このような鋳造パネルを任意の形状に塑性加工する，バルーンの大きさ・形状・分散を幾何学的に制御するなどが実現するとその有用性が高まる．しかし，バルーンは脆性的であり，加工熱処理を用いた可塑化またはニアネットシェイプ鋳造が不可欠である．
金属基ガラスバルーン分散複合体に塑性加工を施すには，微小塑性変形と熱処理を繰り返して変形不能な脆性的第二相を破砕・微細分散させるなどの方法により，基地の加工性を引き出すことが求められる 4)．また，繰り返し塑性加工は，マグネシウム合金チップのバルク化によるリサイクル法としても提案がなされている 5),6)．焼結過程において MgO による
SiO2 の還元により Mg2Si が微細分散する結果，優れた機械的特性が得られる．
以上のように，金属基ガラスバルーン分散複合体は，リサイクル過程において不純物の混在により同一素材への循環が困難な合金やガラスなどの回生素材を複合内在化（融合）することによるアップグレードリサイクル手法の提案につながる．そこで，金属基ガラスバルーン分散複合体の性能をバランスして獲得するために，廃ガラスバルーンと再生アルミニウム合金の複合体に加工熱処理を施し，その引張および圧縮特性 7)，そして，廃ガラスバルーンとマグネシウム合金チップの複合バルク化による組織制御 8) について検討した．

図 1 AC 材組織
0.6%MgO, 9.5%CaO, 11.7%Na2O, 1.3%K2O（mass%）である．
AC 材を焼鈍（793 K- 1.8 ks）し，AN 材を得た．

2.2 繰り返し加工熱処理
AN 材を丸棒（Φ 10mm）または平板（10t × 20w × 2001mm）に加工し，それぞれ冷間スエージ加工（CS 材）または冷間圧延加工（CR 材）に供した．加工減面率約 10% 毎に中間焼鈍し（793K-1.8ks）を施してサイクルを繰り返した．その結果，
図 2 に示すように比重の変化を生じた．図 3 および図 4 に総加工ひずみηの変化にともなう CS 材および CR 材の断面組織を示す．CS 材の縦断面を比べると，加工度が高まるにつれて加工方向にガラスバルーンが伸長し，円から楕円，そして棒状に細長くなっていることがわかる．横断面ではガラスバルーンの断面直径が 1mm から 0.25mm へと小さくなって

2. ガラスバルーン分散アルミニウム合金基複合体の引張・圧縮特性
2.1 供試材
廃ガラスバルーン（約 1mm 径の中空球状体，比重：約 1.58× 10-4g/cm3）と再生アルミニウム合金 AC3A（比重：約 2.7g/cm3）を基地とするバルク複合体を溶製した 10mm 厚の板材を供試材（AC 材，比重：約 1.5 g/cm3）とした（図 1）．ガラスバルーンの主な組成は，68%SiO2, 6.3%Al2O3, 0.6%Fe2O3,

図 2 繰り返し加工にともなう比重の変化＊

横浜国立大学大学院工学研究院 教授-25-7)

図 3 CS 材の縦断面組織 (a),(c) と横断面組織 (b),(d)：(a),(b) η =0.41, (c),(d) η =1.38 7)

図 4 CR 材の縦断面組織 (a),(c) と横断面組織 (b),(d)：(a),(b) η =0.41, (c),(d) η =1.38 7)いる．一方，CR 材ではパンケーキ状に空隙（セル）が．いずれにおいても，ガラスバルーンは破砕され，空隙率は低下している．

2.3 引張特性
AC 材と CS 加工まま材（CS-H,η=1.38）およびそれらの焼鈍し材（AN，CS-A）を引張試験に供した．引張速度は 0.5mm/-26-min で，標点間距離 25mm である．図 5 に引張試験の結果を示す．比重が大きく，引張軸に平行にガラスバルーンが伸長している CS 材では，AC 材と比較して見かけのヤング率が高まり降伏強さと引張強さともに上昇している．強度は３倍程度となっている．さらに，加工硬化にともなう一様伸びが増大している．応力－ひずみ曲線において不連続な荷重降下が生じているが，これはガラスバルーンの剥離や破壊による断面減少の影響と考えられる．CS-A 材では延性の改善が顕著であり，伸びは約 19% にであった．図 6 は AC 材およびCS-A 材の破面写真である．AC 材ではガラスバルーンの割れもしくは基地との界面剥離が破面上の多くを占めるのに対し，CS-A 材では認められない．しかし，ディラミネーションが生じている．
空隙（ガラスバルーン）の形状や空隙同士の位置関係によって，空隙周りの応力分布への影響について均質化法によるFEM 解析を行なった．AC 材におけるガラスバルーンの割れや界面剥離は応力集中の影響を強く受けていることが確認できた．

2.4 圧縮特性
AC,CS-H（η=0.46）とその焼鈍し材 ,AN,CS-A を圧縮試験に供した．試験片はφ 9mm（AC, AN）またはφ 6mm（CS）の円柱であり，圧縮速度 0.5 ㎜ /min で適宜試験片直径を測定した．
いずれの材料もその応力−ひずみ曲線に一定応力（プラトー）域が認められる（図 7）．図 8 にポーラス材料の圧縮応力−ひずみ曲線とエネルギー吸収能を模式的に示す 1)．遷
移ひずみ ε1 までの単位堆積当たりのエネルギー吸収 W は(1)であり，エネルギー吸収能 E は(2)

図 5 公称応力－公称ひずみ曲線で与えられる．ここで，σ0 は ε1 での応力である．ガラス（セル壁）が塑性的に曲がり，座屈し，あるいは破壊するにつれて，エネルギーは吸収されてプラトー域を生ずる．プラトー域が大きいほど多くのエネルギーを吸収可能である．各材料

7)

(a)

図 7 圧縮応力−ひずみ曲線7)(b)
図 6 引張破面：(a) AC 材，(b) CS-A 材

図 8 ポーラス材料の圧縮応力−ひずみ曲線の模式図

7)

-27-

は E=0.7 〜 0.9 のエネルギー吸収能を呈し，エネルギー吸収能に優れる．

3. マグネシウム合金チップとガラスバルーンの複合バルク化組織制御
3.1 AZ31 合金チップとガラスバルーン混合体の押出しロッキングミルを用いて AZ31 マグネシウム合金チップと50mol% 廃ガラスバルーンを混合した（60rpm, 600sec）．そして，混合物をΦ 20mm の金型に充填して 100ton 油圧プレスで押出した．試料加熱温度は 300K から 638K，プレス荷重は 4ton から 20ton の各条件で試料を作製した．成形には400K 以上の加熱が，試料端の欠損がなくなるには 573K 以上の加熱を要した．図 9 は押出し後の成形体断面の一例である．ガラスバルーンは小片に破砕され，塑性流動に沿って分散している．加熱温度が低いほど表面付近に多く集まる傾向が見られる．図 10 に示すように，基地の粒径は成形体表面や界面およびガラス小片周りにおいて微細化する傾向を示した．破砕したガラスが基地内の粒界部にも分散している（図10(b)）ことは，EPMA 分析により確認された．したがって，破砕したガラスと基地とが混錬されたものと考えられる．

(a)3.2 混合体の焼結と固相反応
AX31 合金粉末と SiO2 粉末との混合体を加熱すると，示唆熱（DSC）測定により 923K（Mg の溶融潜熱）と 844K（SiO2のガラス遷移）で発熱ピークを生じることが予想されるが 9)，
発熱ピークは 730K から生じることが報告されている 6)．つまり，式 (3) に従った Mg の SiO2 還元反応によって Mg2Si および MgO 形成の可能性がある．
4Mg ＋ SiO2 → Mg2Si ＋ 2MgO
(3)

図 10 成形体断面のミクロ組織：(a) 638 K 加熱 , プレス荷重20 ton, (b) 588 K 加熱 , プレス荷重 20 ton 8)以上の加熱では α-Mg の部分溶融が生じていると考えられる．
図 11 は 418K 加 熱 で プ レ ス（ 荷 重 6ton） し た 成 形 体 を873K または 893K で長時間加熱した場合の熱処理材の結晶相の割合を示す．加熱時間が長いほど，SiO2 還元とともにそこで，混合体を真空封入し，酸素を遮断した簡易真空熱処理を行った．熱処理材の評価は，Ｘ線回折（XRD:Cu-Kα1,40kV-200mA）とマイクロビッカース硬さ試験（荷重 1kg, 保持時間 15s）により行った．
固相反応は 873K 以上の加熱において得られ，それ以下の温度では AX31 合金チップの酸化が優先した．なお，873KMg 酸化も促進されている．また，加熱温度が高いほど Mg酸化が促進した．そこで，873K-1 時間加熱を選択した．
次に，573K 加熱でプレスした成形体に 873K-1 時間加熱の熱処理を施した．成形体のプレス荷重の違いにより図 12および図 13 に示すように熱処理組織と硬さに違いが生じた．
プレス荷重が小さいほど，SiO2 還元は生じない．プレス荷図 11 熱処理組織に及ぼす熱処理条件の影響

図 9 成形体断面のマクロ組織（588 K 加熱 , プレス荷重 20 ton）(b)

（418 K 加熱 , プレス荷重 6ton）8)8)-28-熱処理によって，種々な形状のセル（空隙）構造体の創製とセルの微細化について可能を示した．ガラスバルーン（空隙）がフィラメント状となる場合，引張強度・延性が改善した．
しかし，比重の増大や，試料形状の制約，組織および特性の異方性，デラミネーションなどの問題を有する．また，十分な圧縮変形吸収能を有することを示した．
ガラスバルーンと AZ31 合金チップの混合体を熱間押出ししてバルク体にし，873K 以上の温度域で熱処理して焼結と固相反応による Mg2Si の生成が得られ，硬さの増大を生じることを示した．なお，Mg2Si の生成には，熱処理温度と時間に加え，プレス荷重の影響が大である．
図12 573K加熱押出し材の873K熱処理における熱処理組織謝辞に及ぼすプレス荷重の影響 8)

本研究は「平成 16 年度一般研究開発助成」により実施したものであり，財団法人天田金属加工機械技術振興財団（現公益財団法人天田財団）に感謝申し上げます．また，実験を行った諸岡聡，志賀聡，小菅勇太朗の各位に記して謝意を表します．

参考文献
1)
2)

図 13 573K 加熱押出し材の 873 K 熱処理における硬さに及3)

ぼすプレス荷重の影響
4)
重 20ton の条件では，Mg2Si と MgO への反応が進行した結果、約 400HV の硬さを得られた．

5)
6)

４．結論
金属基ガラスバルーン分散複合体の性能をバランスして獲得するために，廃ガラスバルーンと再生アルミニウム合金の複合体に加工熱処理を施し，その引張および圧縮特性，そして，廃ガラスバルーンとマグネシウム合金チップの複合バルク化による組織制御について検討した．
ガラスバルーンと AC3A 合金の複合体の比重は約 1.5 ～ 2.2とアルミニウムの 2.7 に対し小さい値であり，軽量材料として位置づけられる．スエージ加工および圧延加工による加工

7)
8)
9)

-29-

L. J. Gibson and M. F. Ashby: Cellular Solids: Structure andProperties, (Cambridge Univ. Press, 1997).
柏倉克至 , 綛谷則夫 , 長尾覚博 , 三谷一房 : 日本建築学会学術講演梗概集 , A-1, 材料施工 , Vol. 1999 (1999),545–546.
内 外 テ ク ノ ス HP: http://www.naigaitechnos.co.jp/kenzai/english/k_products.html
O. Umezawa, K. Nagai: Metall. Mater. Trans. A, Vol. 30A No.
Aug (1999), 2221-2228.
M. Mabuchi, K. Kubota, K. Higashi: Materials Transactions
JIM, Vol. 36 No. 10 (1995), 1249-1254.
K. Kondoh, T. Luagnvaranaunt: Materials Transactions, Vol.
44 No. 12 (2003), 2468-2474.
A. Shiga, O. Umezawa: Materials Transactions, Vol. 48 No.
12 (2007), 3088-3094.
Y. Kosuge, S. Morooka, O. Umezawa, Proceedings ofICEM10, 223-228, (2011)B. Reynard, F. Takir, F. Guyot, G.D. Gawanmesia, R.C.
Liebermann, P. Gillet: American Mineralogist, Vo. 81 No. 5-6(1996), 585-594.