図５ (a) 異なるツールを使用した接合後のシート長方向に沿った表面残留応力の比較；(b) 機械的要因の観点からの改善メカニズムの図解。 ます。凹型ツールは、平らなツールと比較して熱分解欠陥を減少させます。また、リング状のツールよりも大きな有効接合面積とより均一な界面温度を提供します。その結果、再結晶化した樹脂とシラン層の間に強力な共有結合力が均一に形成され、最高の接合総合強度に寄与します。凹型ツールの前提条件として熱分解の有害な影響を最小限に抑えることで、接合強度をさらに向上させることが期待されます。 熱的要因に加えて、ジョイントの形状や応力分布などの機械的要因も最終的なジョイント性能に影響を与える可能性があります。平らなツールと比較して、凹型ツールはAl合金側の上方変形により、一定程度、溶融樹脂の排出に制限的な影響を及ぼすと予想されます。これは、溶融樹脂が平らなツールと比較して外側に流出するよりも、溶融樹脂がTAZ中心に集中し、Al合金側に浸透することを好むことを示唆しています。これにより、溶融樹脂の広範な流出が減少し、素裸の炭素繊維の生成と界面接着の弱体化が防がれます。平らなツールやリング状のツールと比較して、凹型ツールでは、より不均一な接合界面構造が、凹型ツールでのマクロメカニカルインターロッキングを強化すると推定されます。現在の調査では、Al合金表面にシラン層があるため、地面のAl合金の表面粗さによるアンカリング効果は物理的な接着に影響を与える重要な要素ではありません。 物理的または化学的な結合の形成に機械的応力の影響を予測するのは難しく、現在の調査では、異なるツールによって形成される応力状態を暗示的に明らかにするために、1250 rpmでの接合部の上面の残留応力がXRD法によって測定されました。図５(a)は、XRD法によって測定されたシート長方向に沿ったジョイントの残留表面応力を比較し、接合領域周辺で著しい応力変動を示しています。重なり合った領域の外側では、表面残留応力が低いレベル、つまりほぼゼロに減少し、著しい熱誘起残留応力はないことを示唆しています。ツール肩の下の領域の残留応力は引張性の性質を持ち、ツール肩の中心から端に向かって、最初に最大の引張応力に達し、その後圧縮されます。接触領域の端近くでは、残留応力が最大の圧縮応力に達し、その後、短い距離で低レベルに減少します。比較によると、凹型ツールは接合領域周辺で低い引張応力と最高の圧縮残留応力を生成し、残留応力状態がジョイント強度に与える負の影響を低減します。FSpJによる異種Al/CFRTPジョイントの残留応力は、プロセス中のワークピースの熱および変形履歴に関連しており、また接着界面の相互作用応力に影響を受けます。これは、接着界面の拡大および収縮に関連しています。なぜ凹型ツールによって残留応力状態が改善されるかについては、将来の研究で調査されるでしょう。 結論として、図５(b)に示すように、機械的要因の観点から、凹型ツールによるジョイント強度の向上は、機械的相互ロックとVan der Waals力を促進することによる改善された物理的な接着力と、接合後の接合部領域内の引張り残留応力の緩和に帰因します。要約すると、熱的および機械的要因の組み合わせの観点から、凹型ツールは、十分な化学反応とプロセス中の効果的な接合領域に加えた。 配し、■■合金■シラン層界面にナノスケールのトランス相層が存在し、シラン層■■■■■■複合材界面に拡散層が存在します。すべての種類の接合部で溶融領域に空隙欠陥が現れますが、そのサイズは他の接合部よりも大きく、熱投入量が大きいため、■■で大きくなります。■ ■■すべての接合部で接着および凝集破壊が発生し、後者が■■■■■■複合材の溶融領域を支配します。■■接合部は、■■と■■■■■■の間の接合を最大引張せん断力で実現し、一方、リング状ツールは最高の平均引張せん断強度を生み出します。■■の場合、引張せん断力が低下するのは、マイクロスケールの空隙と気孔の広範な形成と融合によるものです。■■■■検証された熱伝達シミュレーション結果によると、ツールの凹型構造は摩擦熱を生成する摩擦面積を大幅に減少させ、■■側から■■■■■■側への熱伝導を減少させます。これにより、■■接合部ではより均一な温度分布が生成され、同じ直径の他のツールよりも大きな溶融（接合）面積が生成されます。■■■■■■接合部の性質向上の理由として、熱的要因と機械的要因の両方が分析されます。凹型ツールはより大きな共有結合面積（均一な温度分布と十分な化学反応時間）を生成し、良好なウェッティング条件で界面のマクロメカニカルインターロッキングを改善し、また接合後の引張り残留応力も低下させます。■４．結論■■■■ツールの形状に関係なく、共有結合が界面接着力を支− 362 −
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