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.13Relation between tensile strength and FSF tool rotation speed(Perpendicular to the direction of processing)Fig.14Relation between tensile strength and FSF tool travel speed(Parallelto the direction of processing)3.2.3FSF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1240rpm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より低下する結果となったと思われる．Fig.15Hardness distribution of cross section after FSF for different travel speeds(0.5 mm under surface)Fig.16 Hardness distribution of cross section after FSF for different rotation speeds(0.5 mm under surface)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．Fig.17 Hardness distribution for different distances from surface(1240 rpm 100 mm/min)− 393 −
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