00][]geD[度温W熱30入ABABABABABAAAAAABBBB40030020010010-100-200-300-400A1温度A1入熱A2温度A2入熱ツールA1240RPM 300mm/min 20経過時間[sec]A3温度A3入熱B1温度B1入熱B2温度B2入熱48004500420039003600330030002700240021001800150012009006003000B3温度B3入熱■ ■■■■■・■■■■■■■■■の接合条件を基準として始め，回転数・送り速度を変化させた．押込量，保持時間は■■■■系の時と同じくそれぞれ■■■㎜，■■とした．本式を適用する際，μや■については別の実験系で取得した値や■■■■系素材を扱っていた時の値を用いた．故に，この実験に於ける値としては信頼性が乏しいと言わざるを得なかった．そこで本式の利用は最初の実験条件を定める目安程度に留め，入熱量は実測することとした．具体的には，接合に用いるフライス盤の主軸用■相モーターの電源ラインに割り込む形で■相電力計を設置し，接合時の消費電力を計測する．この消費電力からフライス盤の無負荷時アイドリング時の消費電力を差し引くことで，■■■時の試験片への入熱量を算出することとした．フライス盤での■■■では加工中の冷却操作が継手強度に影響することが予備実験で判明した．そこで冷却操作を行わない条件をＡ，■■■時に圧縮空気を吹き付けて冷却する条件をＢとした．■■ 結果と考察（継手の機械的性質）基準としたツールＡで■ ■■■■■・■■■■■■■■■の接合条件で冷却条件を変化させ，試験片温度と測定した入熱の変化を図１２に示す．図１２基準接合条件下における試験片温度と測定入熱量（図中■と■は冷却条件，続く数字は試行回数を示す）試験片の裏面にて熱電対で計測した温度に関しては，予備実験結果とは異なり全ての条件で冷却の有無による有意な差は見受けられなかった．一方入熱量を見ると，冷却条件Ａよりも条件Ｂ使用時の方がやや高くなっていた．これは冷却により試験片が冷えて強度が上がり，撹拌時の摩擦が増えた為だと考えられる．なお，継手断面を確認したところ，すべての条件において接合欠陥は見られなかった．ツール形状・接合条件・冷却条件をそれぞれ変化させて入熱量を測定し，接合後の継手で引張試験を行い求めた継手効率の値を表２に示す．継手効率においても冷却の有無による有意差は認められなかった．この結果より本装置においては冷却操作による抜熱量と硬化による入熱上昇はおおよそ釣り合っていると考えられた．接合条件により入熱量を下げることは可能であり，最も入熱を下げる事ができた条件は，■■■■■■・■ ■■■■■■■であった．継手効率に注目すると，入熱量が少表２接合条件などを変化させた時の入熱量・継手効率ツールなかったいくつかの条件において目標である■■■を超える継手が得られた．なお，ツール■の■■■■■■・■■■■■■■■■の条件ではプローブが折れたため，■■■■■■未満の実験は行わなかった．入熱量と継手効率の関係を図１３に示す．今回の実験系においてはツールの種類に依らず入熱と継手効率には一定の相関が確認され，入熱の抑制に伴い継手効率が向上することが示された．また今回の実験系では入熱の下限値は■■■■■程度であることも分かった．接合部断面の板厚中心位置でビッカース硬さにより硬度変化を確認したが，ツール・接合条件・冷却条件の変化が硬度の変化に顕著に現れることはなかった．傾向としては，母材（■■■■■材）が■■■■■で接合中心位置より■㎜程度から硬度が下がり始め，中心位置より■㎜程度で■■■■まで軟化して中心部に至る，という具合である．硬度については軟化域の状態を詳細に把握するためには，図９に示す様な分布図を得たうえで比較検討する必要があろう．■■■結果と考察２（接合後の金属組織）■■■■■■■■により■■■マップを取得し結晶粒径を測定した．図１４に母材（■■■■■材）および代表的な接合部における■■■マップと平均結晶粒径を示す．母材の平均結晶粒径■■■μ■に対し，全ての条件下において平均結晶粒径の増大が確認され，母材組織の維持は困難であった．しかし入熱を抑え，冷却を併用することで粒径の増大は抑えられ，大まかには継手効率の向上に寄与していると言える．ただ回転数[rpm]送り速度[mm/min]図１３入熱量と継手効率の関係試験片温度入熱1240124066066046046012401240916916300300300300120120300300300300平均入熱[W]2357235017311808142915201836195616491831継手効率[%]62.564.271.870.874.273.669.870.071.972.4冷却条件- 20 -
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