JP5441028B2 - Rotation tool - Google Patents
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Description
本発明は、回転ツールに関し、特に、当該回転ツールを回転させつつ、その先端部を金属材の攪拌部に接触させ、金属材の接合及び表面改質のいずれかの処理を行う金属材の処理方法に用いる回転ツール(回転工具)に関する。 The present invention relates to a rotary tool, and in particular, a metal material treatment for rotating the rotary tool and bringing a tip portion thereof into contact with a stirring portion of the metal material to perform any one of the joining of the metal material and the surface modification. The present invention relates to a rotary tool (rotary tool) used in the method.
摩擦撹拌接合は、回転ツールと呼ばれる棒状の工具を高速で回転させながら金属部材と接触させ、金属部材との摩擦熱を利用して接合する接合法である。回転ツールは径の大きいショルダーとその先端にあるプローブとから構成され、接合中はプローブのみが金属部材中に押し入れられ、接合すべき突合わせ面に沿って移動させられ、回転ツールによる塑性流動によって金属部材の接合を行う。ショルダーは、プローブが金属部材中に進入しつつ回転することによって金属部材が外部に排出されることを押さえる作用と、金属部材表面との摩擦による熱源としての作用との両方の役目を担う。また、この方法は材料の表面改質にも用いることが可能で、その場合には、プローブは必須ではない。また、薄板の接合の場合も、プローブは不要である。 Friction stir welding is a joining method in which a rod-shaped tool called a rotary tool is brought into contact with a metal member while rotating at high speed, and is joined using frictional heat with the metal member. The rotary tool is composed of a shoulder with a large diameter and a probe at its tip. During the joining, only the probe is pushed into the metal member and moved along the abutting surface to be joined. Join metal members. The shoulder serves both as an action for suppressing the metal member from being discharged to the outside by rotating while the probe enters the metal member, and as a heat source by friction with the surface of the metal member. This method can also be used for surface modification of materials, in which case a probe is not essential. Further, a probe is not necessary in the case of joining thin plates.
例えば、アルミニウム合金を接合する際は回転ツールにSKD61等のSKあるいはSKD工具鋼を用いるのが一般的である。しかしながら、アルミニウムより高融点材料である炭素鋼を接合する際は、炭素鋼の軟化温度が700℃〜1200℃と高いため、耐熱性、耐摩耗性に優れた高剛性の回転ツールを用いる必要がある。 For example, when joining an aluminum alloy, it is common to use SK such as SKD61 or SKD tool steel for the rotary tool. However, when joining carbon steel, which is a higher melting point material than aluminum, the softening temperature of carbon steel is as high as 700 ° C. to 1200 ° C., so it is necessary to use a high-rigidity rotary tool with excellent heat resistance and wear resistance. is there.
現在、摩擦撹拌接合用の回転ツールにおいて、炭素鋼に適用可能な回転ツールの材料に超硬合金が挙げられる。例えば、特許文献1に示す回転ツールは、WC−Co系の超硬合金からなり、アルミニウム合金や低炭素鋼の摩擦攪拌接合に用いられている。また、特許文献2では摩擦攪拌処理用の回転ツールとしてWC−Co系超硬合金が適用されている。特許文献2のものは鉄鋼材料の表面改質に用いられる工具である。特許文献2のものは表面層の改質が目的であるため、工具負荷は小さい方が良い。そのため、特許文献2のものは、接合用回転工具とは工具先端の形状が異なっている。 Currently, in rotary tools for friction stir welding, cemented carbide is cited as a material for rotary tools applicable to carbon steel. For example, the rotary tool shown in Patent Document 1 is made of a WC-Co based cemented carbide and is used for friction stir welding of aluminum alloys and low carbon steels. In Patent Document 2, WC-Co cemented carbide is applied as a rotating tool for friction stir processing. The thing of patent document 2 is a tool used for surface modification of steel materials. Since the thing of patent document 2 aims at modification | reformation of a surface layer, the one where a tool load is smaller is good. Therefore, the thing of patent document 2 differs in the shape of the tool front-end | tip from the rotary tool for joining.
しかしながら、上記特許文献1の回転ツールでは、接合対象材が高炭素鋼やTi合金、高窒素鋼、あるいは耐熱鋼等の接合が難しい金属材に対しては、回転ツールの折損が生じ易く、良好なツール寿命が得られていないのが現状である。また、上記特許文献2の回転ツールは、接合用回転工具とは工具先端の形状が異なっているため、多少はツール寿命が改善されるものの、大幅な改善には繋がらないのが現状である。また、この超硬材料を用いて、接合用の回転ツール形状に仕上げ、摩擦攪拌接合に用いると、上記特許文献1の回転ツールと同様に、回転ツールの折損が避けられず、改善が強く望まれている。 However, in the rotating tool of Patent Document 1, the rotating tool is easily broken when the material to be joined is difficult to join, such as high carbon steel, Ti alloy, high nitrogen steel, or heat-resistant steel. The current situation is that a long tool life is not obtained. In addition, since the rotary tool of Patent Document 2 has a tool tip shape different from that of the rotating tool for welding, the tool life is somewhat improved, but it does not lead to a significant improvement. Further, when this cemented carbide material is used to finish the shape of a rotating tool for joining and used for friction stir welding, the rotating tool is inevitably broken, and improvement is strongly desired. It is rare.
本発明は、このような実情に考慮してなされたものであり、その目的は、接合又は表面改質の処理が難しい金属材に対してもより長い寿命を有する回転ツールを提供することにある。 The present invention has been made in view of such circumstances, and an object thereof is to provide a rotating tool having a longer life even for metal materials that are difficult to be bonded or surface-modified. .
本発明は、棒状の回転ツールを回転させつつ回転ツールの先端部を金属材の攪拌部に接触させ、金属材の接合及び表面改質のいずれかの処理を行う金属材の処理方法に用いる回転ツールであって、回転ツールの少なくとも先端部は、WC、Ni及びCrを含む組成からなり、ロックウェル硬さがHRA=85〜95の範囲にある回転ツールである。 The present invention relates to a rotation method used for a metal material processing method in which a tip of a rotary tool is brought into contact with a stirring portion of a metal material while rotating a rod-shaped rotary tool, and either metal material joining or surface modification is performed. It is a tool, Comprising: At least the front-end | tip part of a rotary tool consists of a composition containing WC, Ni, and Cr, and is a rotary tool in which the Rockwell hardness exists in the range of HRA = 85-95.
この構成によれば、棒状の回転ツールを回転させつつ回転ツールの先端部を金属材の攪拌部に接触させ、金属材の接合及び表面改質のいずれかの処理を行う金属材の処理方法に用いる回転ツールにおいて、回転ツールの少なくとも先端部は、WC、Ni及びCrを含む組成からなり、ロックウェル硬さがHRA=85〜95の範囲にある。本発明者らは、回転ツールの材料組成において、金属相にNiを使用することで上記課題を解決できることを見出した。鉄の高温安定相はオーステナイトであり、結晶構造は体心立方晶であり、Niの結晶構造も同様である。このため、Ni金属相は高温強度に優れる。さらにCrを固溶させたNi−Cr相では、固溶強化による強度向上とともに熱応力・耐酸化性・耐食性に優れた特性を示す。この結果、WC−Ni−Cr系合金では、WC−Co系合金と比較して耐溶着性が大幅に改善される。このため、摩擦攪拌接合時に発生する摩擦抵抗が安定化されるため、接合時の不意の摩擦抵抗増大に伴う(摩擦抵抗+曲げ応力)による応力集中が回避され、ツールの折損を防止することができる。加えて、上記の構成によれば、回転ツールの少なくとも先端部はロックウェル硬さがHRA=85〜95の範囲にあるため、接合や表面改質の処理が難しい金属材に対してもより長い寿命を有するものとできる。 According to this configuration, in the method of treating a metal material, the tip of the rotary tool is brought into contact with the stirring portion of the metal material while rotating the rod-shaped rotary tool, and the metal material is bonded or surface-modified. In the rotary tool to be used, at least the tip portion of the rotary tool is made of a composition containing WC, Ni and Cr, and the Rockwell hardness is in the range of HRA = 85 to 95. The present inventors have found that the above problem can be solved by using Ni for the metal phase in the material composition of the rotary tool. The high-temperature stable phase of iron is austenite, the crystal structure is body-centered cubic, and the crystal structure of Ni is the same. For this reason, the Ni metal phase is excellent in high temperature strength. Furthermore, in the Ni—Cr phase in which Cr is solid-dissolved, the strength is improved by solid solution strengthening and the characteristics are excellent in thermal stress, oxidation resistance, and corrosion resistance. As a result, in the WC—Ni—Cr alloy, the welding resistance is greatly improved as compared with the WC—Co alloy. For this reason, the frictional resistance generated during friction stir welding is stabilized, so stress concentration due to (friction resistance + bending stress) associated with an unexpected increase in frictional resistance during welding can be avoided, and tool breakage can be prevented. it can. In addition, according to the above configuration, since at least the tip of the rotary tool has a Rockwell hardness in the range of HRA = 85 to 95, it is longer even for metal materials that are difficult to bond or modify the surface. It can have a lifetime.
なお、本発明における金属材の処理方法には、(1)板状の金属材の端部同士を突き合わせて接合部とし、回転ツールをその接合部の長手方向に沿って回転させつつ移動させて金属材同士を接合する摩擦攪拌接合、(2)板状の金属材の端部同士を突き合わせて接合部とし、回転ツールをその接合部で移動させずに回転させて接合するスポット摩擦攪拌接合(スポットFSW)、(3)金属材同士を接合部において重ね合わせ、接合部に回転ツールを接触させ、回転ツールをその箇所で移動させずに回転させて金属材同士を接合するスポット摩擦攪拌接合、(4)金属材同士を接合部において重ね合わせ、接合部に回転ツールを接触させ、回転ツールをその接合部の長手方向に沿って回転させつつ移動させて金属材同士を接合する摩擦攪拌接合の(1)〜(4)の4つの態様およびこれらの組み合わせを含む。また、本発明における金属材の処理方法には、回転ツールを金属材の表面に回転させつつ当接させ、金属材の表面を改質する態様も含むものとする。さらに、処理される金属材は、同種材料あるいは異種材料であるか否かを問わないものとする。 In addition, in the processing method of the metal material in this invention, (1) The edge parts of plate-shaped metal material are faced | matched and it is set as a junction part, It is moved while rotating a rotary tool along the longitudinal direction of the junction part. Friction stir welding that joins metal materials, (2) Spot friction stir welding where the ends of plate-shaped metal materials are butted together to form a joint, and the rotary tool is rotated without moving at the joint ( (Spot FSW), (3) Spot friction stir welding where metal materials are overlapped at the joint, a rotating tool is brought into contact with the joint, and the rotating tool is rotated without moving at that location to join the metal materials together. (4) Friction stir welding in which metal materials are overlapped at a joint, a rotary tool is brought into contact with the joint, and the rotary tool is moved while rotating along the longitudinal direction of the joint to join the metal materials together. Includes four aspects and combinations of these (1) to (4). Further, the metal material processing method of the present invention includes a mode in which the surface of the metal material is modified by bringing the rotary tool into contact with the surface of the metal material while rotating. Furthermore, it does not matter whether the metal material to be treated is the same material or a different material.
この場合、回転ツールの少なくとも先端部は、Niが2〜15重量%及びCrが0.3〜3重量%の範囲の組成からなることが好適である。 In this case, it is preferable that at least the tip of the rotary tool has a composition in which Ni is 2 to 15% by weight and Cr is 0.3 to 3% by weight.
この構成によれば、Niが2〜15重量%及びCrが0.3〜3重量%の範囲の組成からなり、Ni−Cr相は回転ツールの主成分であるWCと比較して組成比で18重量%以下となる。このように、Niを2重量%以上とすることにより回転ツールの素材を強固なものとでき、15重量%以下とすることにより、強度低下を防止することができる。又、Crを0.3重量%以上とすることにより耐酸化性を向上させ、3重量%以下とすることにより、強度低下を防止することができる。さらに、このようにNi−Cr相を組成比で18重量%以下とすることにより、WC粒子間距離を狭め、高温下での回転ツールの変形を抑制することができる。 According to this configuration, the composition is such that Ni is in the range of 2 to 15% by weight and Cr is in the range of 0.3 to 3% by weight, and the Ni—Cr phase has a composition ratio compared to WC which is the main component of the rotary tool. 18% by weight or less. As described above, when the Ni content is 2% by weight or more, the material of the rotary tool can be strengthened, and when the Ni content is 15% by weight or less, a decrease in strength can be prevented. Further, when Cr is 0.3% by weight or more, oxidation resistance is improved, and when it is 3% by weight or less, strength reduction can be prevented. Furthermore, by setting the Ni—Cr phase to a composition ratio of 18% by weight or less in this way, the distance between WC particles can be narrowed and deformation of the rotating tool at high temperatures can be suppressed.
また、回転ツールの少なくとも先端部は、Coをさらに含む組成からなることが好適である。 Moreover, it is preferable that at least the tip portion of the rotary tool is made of a composition further containing Co.
この構成によれば、回転ツールの少なくとも先端部は、Coをさらに含む組成からなる。Ni−CrにCoを加えたCo−Ni−Crでは、さらに強靭な金属相となり、摩擦攪拌接合時に発生する回転ツールと金属材との摩擦抵抗や曲げ応力に対して必要十分な耐力を有するものとできる。また、Co−Ni−Crでは、合わせて耐熱亀裂性を向上させることができる。 According to this configuration, at least the tip portion of the rotary tool is made of a composition further containing Co. Co-Ni-Cr in which Co is added to Ni-Cr has a tougher metal phase and has a sufficient and sufficient proof strength against the frictional resistance and bending stress between the rotating tool and the metal material generated during friction stir welding. And can. In addition, with Co—Ni—Cr, the thermal crack resistance can be improved.
この場合、回転ツールの少なくとも先端部は、Coが3〜12重量%、Niが1〜6重量%及びCrが0.2〜2重量%の範囲の組成からなることが好適である。 In this case, it is preferable that at least the tip portion of the rotary tool has a composition in the range of 3 to 12% by weight of Co, 1 to 6% by weight of Ni, and 0.2 to 2% by weight of Cr.
この構成によれば、Coが3〜12重量%、Niが1〜6重量%及びCrが0.2〜2重量%の範囲の組成からなり、Co−Ni−Cr相は回転ツールの主成分であるWCと比較して組成比で18重量%以下となる。このように、上述したWC−Ni−Cr組成と同様に、Coを3重量%以上とすることにより耐酸化性を向上させ、12重量%以下とすることにより、強度低下を防止することができる。さらに、このようにCo−Ni−Cr相を組成比で18重量%以下とすることにより、WC粒子間距離を狭め、高温下での回転ツールの変形を抑制することができる。 According to this configuration, the composition is in the range of 3 to 12% by weight of Co, 1 to 6% by weight of Ni and 0.2 to 2% by weight of Cr, and the Co—Ni—Cr phase is the main component of the rotary tool. The composition ratio is 18% by weight or less as compared with WC. Thus, like the WC-Ni-Cr composition described above, the oxidation resistance is improved by setting Co to 3% by weight or more, and the strength can be prevented from decreasing by setting it to 12% by weight or less. . Furthermore, by setting the Co—Ni—Cr phase to a composition ratio of 18% by weight or less in this way, the distance between WC particles can be narrowed, and deformation of the rotating tool at high temperatures can be suppressed.
また、WCの平均粒度が0.2〜2.5μmの範囲にあることが好適である。 Moreover, it is preferable that the average particle size of WC is in the range of 0.2 to 2.5 μm.
この構成によれば、WCの平均粒度が0.2〜2.5μmの範囲にある。0.2μm以上とすることにより素材が極めて強固となり、2.5μm以下とすることにより、強度低下を防止できる。このように、WC粒子のサイズを可能な限り小さくしてWC粒子間距離を狭めることにより、高温下での回転ツールの変形を抑制することができる。 According to this configuration, the average particle size of WC is in the range of 0.2 to 2.5 μm. When the thickness is 0.2 μm or more, the material becomes extremely strong, and when the thickness is 2.5 μm or less, a decrease in strength can be prevented. Thus, by reducing the size of the WC particles as much as possible and reducing the distance between the WC particles, deformation of the rotating tool at high temperatures can be suppressed.
一方、本発明は、棒状の回転ツールを回転させつつ回転ツールの先端部を金属材の攪拌部に接触させ、金属材の接合及び表面改質のいずれかの処理を行う金属材の処理方法に用いる回転ツールであって、回転ツールの少なくとも先端部は、TiC、Mo、Ni及びCrを含む組成からなり、ロックウェル硬さがHRA=85〜95の範囲にある回転ツールである。 On the other hand, the present invention provides a method for treating a metal material in which the tip of the rotary tool is brought into contact with the stirring portion of the metal material while rotating the rod-shaped rotary tool, and the metal material is bonded or surface-modified. It is a rotary tool used, Comprising: At least the front-end | tip part of a rotary tool consists of a composition containing TiC, Mo, Ni, and Cr, and is a rotary tool whose Rockwell hardness exists in the range of HRA = 85-95.
この構成によれば、棒状の回転ツールを回転させつつ回転ツールの先端部を金属材の攪拌部に接触させ、金属材の接合及び表面改質のいずれかの処理を行う金属材の処理方法に用いる回転ツールにおいて、回転ツールの少なくとも先端部は、TiC、Mo、Ni及びCrを含む組成からなり、ロックウェル硬さがHRA=85〜95の範囲にある。このように、WC相をTiC−Mo相に置換しても摩擦攪拌接合用の回転ツールとして上記のWC−Ni−Cr系合金あるいはWC−Co−Ni−Cr系合金の回転ツールと同様の効果が得られる。但し、この場合のMo添加はTiC相の濡れ性改善と粒子成長の抑制が目的であり、MoはTiCと硬質粒子を形成するためのものである。さらに、WCはレアメタルとして非常に高価であり、近年ではリサイクルの必要性が国策としても高まっている。それ故、WCをTiCに置換可能なことは資源的にも安定供給が保障されることになる。又、WCと比較してTiCは硬さに優れる。因みにWCはHV=1800であるのに対してTiCはHV=3200程度である。この特性差により、ツールの摩耗量が低減されるため、ツール寿命の延長が可能である。 According to this configuration, in the method of treating a metal material, the tip of the rotary tool is brought into contact with the stirring portion of the metal material while rotating the rod-shaped rotary tool, and the metal material is bonded or surface-modified. In the rotary tool to be used, at least the tip portion of the rotary tool is made of a composition containing TiC, Mo, Ni and Cr, and the Rockwell hardness is in the range of HRA = 85 to 95. Thus, even if the WC phase is replaced with the TiC-Mo phase, the same effect as the rotary tool of the above-described WC-Ni-Cr alloy or WC-Co-Ni-Cr alloy as a rotary tool for friction stir welding is obtained. Is obtained. However, the addition of Mo in this case is for the purpose of improving wettability of the TiC phase and suppressing particle growth, and Mo is for forming TiC and hard particles. Furthermore, WC is very expensive as a rare metal, and in recent years, the need for recycling is also increasing as a national policy. Therefore, the ability to replace WC with TiC ensures stable supply in terms of resources. Moreover, TiC is excellent in hardness compared with WC. Incidentally, while WC is HV = 1800, TiC is about HV = 3200. Because of this characteristic difference, the amount of wear of the tool is reduced, so that the tool life can be extended.
この場合、回転ツールの少なくとも先端部は、Moが15〜30重量%、Niが5〜15重量%及びCrが0.5〜3重量%の範囲の組成からなることが好適である。 In this case, it is preferable that at least the tip of the rotary tool has a composition in which Mo is 15 to 30% by weight, Ni is 5 to 15% by weight, and Cr is 0.5 to 3% by weight.
この構成によれば、Moが15〜30重量%、Niが5〜15重量%及びCrが0.5〜3重量%の範囲の組成からなり、Ni−Cr相は回転ツールの主成分であるTiC−Moと比較して組成比で18重量%以下となる。各々の成分をこのような下限値以上とすることにより回転ツールの素材を強固なものとでき、上限値以下とすることにより強度低下を防止することができる。さらに、このようにNi−Cr相を組成比で18重量%以下とすることにより、TiC−Mo粒子間距離を狭めることにより、高温下での回転ツールの変形を抑制することができる。 According to this configuration, the composition is such that Mo is 15 to 30% by weight, Ni is 5 to 15% by weight, and Cr is 0.5 to 3% by weight, and the Ni—Cr phase is the main component of the rotary tool. The composition ratio is 18% by weight or less compared with TiC-Mo. By setting each component to such a lower limit value or more, the material of the rotary tool can be strengthened, and by setting it to the upper limit value or less, a decrease in strength can be prevented. Furthermore, by making the Ni—Cr phase 18% by weight or less in this way, the deformation of the rotary tool at high temperatures can be suppressed by narrowing the distance between TiC—Mo particles.
この場合、TiCの平均粒度が0.5〜3μmの範囲にあることが好適である。 In this case, the average particle size of TiC is preferably in the range of 0.5 to 3 μm.
この構成によれば、TiCの平均粒度が0.5〜3μmの範囲にある。0.5μm以上とすることにより、ツール素材を強固なものとし、3μm以下とすることにより、強度低下を防止することができる。このように、TiC粒子のサイズを可能な限り小さくしてTiC粒子間距離を狭めることにより、高温下での回転ツールの変形を抑制することができる。 According to this configuration, the average particle size of TiC is in the range of 0.5 to 3 μm. By setting the thickness to 0.5 μm or more, the tool material can be made strong, and by setting the thickness to 3 μm or less, strength reduction can be prevented. Thus, by reducing the size of the TiC particles as much as possible and reducing the distance between the TiC particles, deformation of the rotating tool at high temperatures can be suppressed.
また、回転ツールの少なくとも先端部は、TiN、TaN、(W,Ti)C、(W,Ti、Ta)C、(Ta,Nb)Cから選択される少なくとも1種以上の化合物を含むことが好適である。 Further, at least the tip of the rotary tool may contain at least one compound selected from TiN, TaN, (W, Ti) C, (W, Ti, Ta) C, and (Ta, Nb) C. Is preferred.
この構成によれば、回転ツールの少なくとも先端部は、TiN、TaN、(W,Ti)C、(W,Ti、Ta)C、(Ta,Nb)Cから選択される少なくとも1種以上の化合物が添加されるため、耐熱性及び耐酸化性を向上させることができる。 According to this configuration, at least the tip portion of the rotary tool is at least one compound selected from TiN, TaN, (W, Ti) C, (W, Ti, Ta) C, and (Ta, Nb) C. Therefore, heat resistance and oxidation resistance can be improved.
また、回転ツールの少なくとも先端部は、シリサイド及びボライドから選択される少なくとも1種以上の化合物を含むことが好適である。 Moreover, it is preferable that at least the tip portion of the rotary tool contains at least one compound selected from silicide and boride.
この構成によれば、回転ツールにシリサイド及びボライドを添加する。回転ツールの素材へのSi,Bの化合物の添加は回転ツール表面に固体潤滑効果を生むため、回転ツールと金属材との摩擦抵抗が低減する。それ故、回転ツールの回転数を高くすることが可能となる。この場合、回転ツールの回転数を高くすることで摩擦熱を発生させることになるが、同時にツールの移動速度が相対的に小さくなるため、曲げ応力が低減する。合わせて、回転ツール表面での接合部材との溶着も低減するため、ツールへの応力集中が回避され、回転ツールの折損を防止できる。 According to this configuration, silicide and boride are added to the rotating tool. The addition of Si and B compounds to the rotary tool material produces a solid lubrication effect on the rotary tool surface, thereby reducing the frictional resistance between the rotary tool and the metal material. Therefore, it is possible to increase the rotational speed of the rotary tool. In this case, the frictional heat is generated by increasing the rotational speed of the rotating tool, but at the same time, the moving speed of the tool is relatively reduced, so that the bending stress is reduced. At the same time, since welding with the joining member on the surface of the rotating tool is also reduced, stress concentration on the tool is avoided, and breakage of the rotating tool can be prevented.
この場合、回転ツールにおけるシリサイド及びボライドから選択される少なくとも1種以上の化合物の含有量は、回転ツールの表面部位から内部に至るにつれて少なくなることが好適である。 In this case, it is preferable that the content of at least one compound selected from silicide and boride in the rotary tool decreases from the surface portion to the inside of the rotary tool.
シリサイド又はボライドの添加による固体潤滑効果は、回転ツールの表面部位において発生させれば良いため、シリサイド又はボライドの含有量が回転ツールの表面部位から内部に至るにつれて少ないことにより、最小限の添加量でシリサイド又はボライドの添加の効果を上げることが可能となる。 Since the solid lubrication effect due to the addition of silicide or boride may be generated at the surface portion of the rotary tool, the content of silicide or boride decreases from the surface portion to the inside of the rotary tool, so that the minimum addition amount Thus, the effect of addition of silicide or boride can be improved.
本発明の回転ツールによれば、接合又は表面改質の処理が難しい金属材に対してもより長い寿命を有する回転ツールとすることができる。 According to the rotary tool of the present invention, it is possible to provide a rotary tool having a longer life even for a metal material that is difficult to be bonded or surface-modified.
以下、本発明の実施の形態について添付図面を参照して説明する。本実施形態では、図1に示すような回転ツール100aを用意する。図1に示すように、ツールは径の大きいショルダー101と、その先端にあるプローブ102aから構成される。図3に示すように、摩擦攪拌接合の際は、金属材1a,1bの端部同士を付き合わせて接合部20とする。プローブ102aのみが接合部20に押し入れられ、回転させられつつ、接合すべき突合わせ面に沿って移動させられる。摩擦攪拌接合では、回転ツール100aの摩擦攪拌による塑性流動によって接合を行う。ショルダー101は、プローブ102aが金属材1a,1b中に進入しつつ回転し、金属材1a,1bが外部に排出されるのを押さえる作用と、金属材1a,1b表面との摩擦による熱源となる作用との両方の役目を果たす。 Embodiments of the present invention will be described below with reference to the accompanying drawings. In the present embodiment, a rotating tool 100a as shown in FIG. 1 is prepared. As shown in FIG. 1, the tool includes a shoulder 101 having a large diameter and a probe 102a at the tip thereof. As shown in FIG. 3, at the time of friction stir welding, the ends of the metal materials 1 a and 1 b are put together to form a joint 20. Only the probe 102a is pushed into the joint 20 and rotated along the butting surface to be joined. In the friction stir welding, bonding is performed by plastic flow by friction stirring of the rotary tool 100a. The shoulder 101 rotates while the probe 102a enters the metal materials 1a and 1b, and acts as a heat source by suppressing the metal materials 1a and 1b from being discharged to the outside and by friction with the surfaces of the metal materials 1a and 1b. It plays both roles.
金属材1a,1bとしては、一般的なAl材、普通鋼の他、後述するように接合又は表面改質の処理が難しいとされる高炭素鋼、Ti合金、純Ti、耐熱鋼及び金属ガラス等を適用することができ、普通鋼やAl合金の場合の限界板厚を増大させることが可能である。また、金属材1a,1bとしては、同種材料又は異種材料であるか否かを問わない。また、金属材1a,1bの数量も1個あるいは2個だけではなく、3個以上の金属材を同時に接合部20にて接触あるいは近接させ、同時に処理することが可能である。 As the metal materials 1a and 1b, in addition to a general Al material and ordinary steel, as described later, high carbon steel, Ti alloy, pure Ti, heat-resistant steel, and metallic glass, which are difficult to be bonded or surface-modified as described later. It is possible to increase the limit plate thickness in the case of ordinary steel or Al alloy. Moreover, it does not ask | require whether it is the same kind material or different materials as metal material 1a, 1b. Further, the number of the metal materials 1a and 1b is not limited to one or two, but three or more metal materials can be simultaneously brought into contact with or close to each other at the joint 20 and can be processed simultaneously.
なお、図2に示すように、外周に螺子状溝103が設けられたプローブ102bを有する回転ツール100bを適用することも可能である。この態様では、プローブ102bの外周に設けられた螺子状溝103により、金属材1a,1bの塑性流動が促進され、良好な接合が得られるという利点がある。 In addition, as shown in FIG. 2, it is also possible to apply the rotary tool 100b which has the probe 102b by which the screw-shaped groove | channel 103 was provided in the outer periphery. In this aspect, the screw-like groove 103 provided on the outer periphery of the probe 102b has an advantage that the plastic flow of the metal materials 1a and 1b is promoted and good bonding can be obtained.
また、本実施形態における摩擦攪拌処理としては、図3に示す態様の他、図4に示すように、回転ツール100aを移動させずに金属材1aの同じ場所で回転させ続けるスポット型の摩擦攪拌処理の態様も含む。あるいは、図5に示すように、板状の金属材1a,1bを重ね合わせ、回転ツール100aを金属材1aに当接させつつ回転させ、金属母材1a上を移動させることにより、接合部20を攪拌する重ね合わせ接合を行っても良い。この場合も、図6に示すように、回転ツール100aの移動を伴わないスポット型の摩擦攪拌接合とすることができる。図3〜6に示す摩擦攪拌処理の態様においては、金属材1a等を接合する他、金属材1a等の表面を改質することが可能となる。なお、金属材1a等の表面を改質する場合には、プローブ102aは必須ではない。また、金属材1a等が薄板であり、これらの摩擦攪拌接合を行う場合もプローブaは不要である。この場合は、ショルダー101が回転ツール100aの先端として、金属材1a等に接触することになる。 In addition to the embodiment shown in FIG. 3, the friction stir processing in the present embodiment, as shown in FIG. 4, is a spot type friction stirrer that continues to rotate at the same location of the metal material 1a without moving the rotary tool 100a. A processing mode is also included. Alternatively, as shown in FIG. 5, by joining the plate-like metal materials 1a and 1b, rotating the rotary tool 100a while abutting against the metal material 1a, and moving the metal tool 1a, the joint portion 20 is obtained. Superposition joining which stirs may be performed. Also in this case, as shown in FIG. 6, spot-type friction stir welding without the movement of the rotary tool 100 a can be performed. 3 to 6, it is possible to modify the surface of the metal material 1 a and the like in addition to joining the metal material 1 a and the like. Note that the probe 102a is not essential when the surface of the metal material 1a or the like is modified. Further, the metal material 1a or the like is a thin plate, and the probe a is not necessary when performing the friction stir welding. In this case, the shoulder 101 comes into contact with the metal material 1a or the like as the tip of the rotary tool 100a.
本実施形態の回転ツール100a,100bの素材としては、WC−Ni−Cr系、WC−Co−Ni−Cr系あるいはTiC−Mo−Ni−Cr系の素材が用いられる。本発明者らは、回転ツールの材料組成において、金属相にNiを使用することで上記課題を解決できることを見出した。鉄の高温安定相はオーステナイトであり、結晶構造は面心立方晶であり、Niの結晶構造も同様である。このため、Ni金属相は高温強度に優れる。さらにCrを固溶させたNi−Cr相では、固溶強化による強度向上とともに熱応力・耐酸化性・耐食性に優れた特性を示す。この結果、WC−Ni−Cr系合金では、WC−Co系合金と比較して耐溶着性が大幅に改善される。このため、摩擦攪拌接合時に発生する摩擦抵抗が安定化されるため、接合時の不意の摩擦抵抗増大に伴う(摩擦抵抗+曲げ応力)による応力集中が回避され、回転ツール100a,100bの折損を防止することができる。 As a material of the rotary tools 100a and 100b of this embodiment, a WC-Ni-Cr-based material, a WC-Co-Ni-Cr-based material, or a TiC-Mo-Ni-Cr-based material is used. The present inventors have found that the above problem can be solved by using Ni for the metal phase in the material composition of the rotary tool. The high-temperature stable phase of iron is austenite, the crystal structure is face-centered cubic, and the crystal structure of Ni is the same. For this reason, the Ni metal phase is excellent in high temperature strength. Furthermore, in the Ni—Cr phase in which Cr is solid-dissolved, the strength is improved by solid solution strengthening and the characteristics are excellent in thermal stress, oxidation resistance, and corrosion resistance. As a result, in the WC—Ni—Cr alloy, the welding resistance is greatly improved as compared with the WC—Co alloy. For this reason, since the frictional resistance generated at the time of friction stir welding is stabilized, stress concentration due to (frictional resistance + bending stress) accompanying an unexpected increase in frictional resistance at the time of welding is avoided, and breakage of the rotary tools 100a and 100b is prevented. Can be prevented.
また、Coをさらに含む組成からなるWC−Ni−Cr系合金にCoを加えたWC−Co−Ni−Cr系合金では、さらに強靭な金属相となり、摩擦攪拌接合時に発生する回転ツール100a,100bと金属材1a,1bとの摩擦抵抗や曲げ応力に対して必要十分な耐力を有するものとできる。また、Co−Ni−Crでは、合わせて耐熱亀裂性を向上させることができる。 Further, in a WC-Co-Ni-Cr alloy obtained by adding Co to a WC-Ni-Cr alloy having a composition further containing Co, the rotating tools 100a and 100b are generated during friction stir welding by forming a tougher metal phase. And the metal materials 1a and 1b can have a necessary and sufficient proof strength against the frictional resistance and bending stress. In addition, with Co—Ni—Cr, the thermal crack resistance can be improved.
さらに、WC相をTiC−Mo相に置換したTiC−Mo−Ni−Cr系の素材を用いても、上記のWC−Ni−Cr系合金あるいはWC−Co−Ni−Cr系合金の回転ツール100a,100bと同様の効果が得られる。この場合のMo添加はTiC相の濡れ性改善と粒子成長の抑制が目的であり、MoはTiCと硬質粒子を形成するためのものである。さらに、WCはレアメタルとして非常に高価であり、近年ではリサイクルの必要性が国策としても高まっている。それ故、WCをTiCに置換可能なことは資源的にも安定供給が保障されることになる。又、WCと比較してTiCは硬さに優れる。因みにWCはHV=1800であるのに対してTiCはHV=3200程度である。この特性差により、回転ツール100a,100bの摩耗量が低減されるため、ツール寿命の延長が可能である。 Further, even when a TiC-Mo-Ni-Cr-based material in which the WC phase is replaced with a TiC-Mo phase is used, the above-described rotating tool 100a of the WC-Ni-Cr-based alloy or the WC-Co-Ni-Cr-based alloy is used. , 100b can be obtained. In this case, the addition of Mo is for the purpose of improving the wettability of the TiC phase and suppressing particle growth, and Mo is for forming hard particles with TiC. Furthermore, WC is very expensive as a rare metal, and in recent years, the need for recycling is also increasing as a national policy. Therefore, the ability to replace WC with TiC ensures stable supply in terms of resources. Moreover, TiC is excellent in hardness compared with WC. Incidentally, while WC is HV = 1800, TiC is about HV = 3200. Because of this characteristic difference, the wear amount of the rotary tools 100a and 100b is reduced, so that the tool life can be extended.
回転ツール100a,100bの素材は、出発原料としてWC粉、Ni粉、Cr−C粉等を所定量計量し、これを混合した後、圧粉成型し、ツール素材形状に機械加工した後、1350℃以上の温度域で加熱焼結し、さらにHIP処理して緻密な合金素材を得る。得られた焼結素材をダイヤモンド工具で研削仕上げをすることにより、回転ツール100a,100bが完成する。尚、回転ツール100a,100bの素材の機械的特性としてロックウェル硬さは、HRA=85〜95が好ましく、より好ましくはHRA=90〜94、曲げ強度は2.5GPa以上、圧縮強度は5GPa以上が好ましい範囲である。 The raw materials of the rotary tools 100a and 100b are WC powder, Ni powder, Cr-C powder, etc. as a starting material, and a predetermined amount is weighed, mixed, then compacted, machined into a tool material shape, 1350 Heat sintering in a temperature range of ℃ or higher, and further HIP treatment to obtain a dense alloy material. The rotary tools 100a and 100b are completed by grinding the obtained sintered material with a diamond tool. The Rockwell hardness is preferably HRA = 85 to 95, more preferably HRA = 90 to 94, the bending strength is 2.5 GPa or more, and the compressive strength is 5 GPa or more as the mechanical properties of the materials of the rotary tools 100a and 100b. Is a preferred range.
回転ツール100a,100bの素材に用いられるWC粒度は0.2〜2.5μmの範囲が適用される。0.2μm以上とすることにより素材が極めて強固となり、2.5μm以下とすることにより、強度低下を防止できる。好ましくは、WC粒度は0.5〜1.5μmの範囲が適用される。このように、WC粒子のサイズを可能な限り小さくしてWC粒子間距離を狭めることにより、高温下での回転ツール100a,100bの変形を抑制することができる。 The range of 0.2 to 2.5 μm is applied to the WC grain size used for the material of the rotary tools 100a and 100b. When the thickness is 0.2 μm or more, the material becomes extremely strong, and when the thickness is 2.5 μm or less, a decrease in strength can be prevented. Preferably, a WC particle size in the range of 0.5 to 1.5 μm is applied. Thus, by reducing the size of the WC particles as much as possible and reducing the distance between the WC particles, the deformation of the rotary tools 100a and 100b at a high temperature can be suppressed.
WC−Ni−Cr組成において、Niが2〜15重量%、Crが0.3〜3重量%の範囲が適当であり、Niを2重量%以上とすることにより回転ツール100a,100bの素材を強固なものとでき、15重量%以下とすることにより、強度低下防止できる。又、Crを0.3重量%以上とすることにより耐酸化性を向上させ、3重量%以下とすることにより、強度低下を防止することができる。さらに、Ni−Cr相を組成比で18重量%以下とすることにより、WC粒子間距離を狭め、高温下での回転ツール100a,100bの変形を抑制することができる。より好ましくはNiが5〜12重量%、Crは0.3〜1.5重量%である。また、Ni−Crとしてのより好ましい範囲は6〜12重量%である。 In the WC-Ni-Cr composition, it is appropriate that Ni is 2 to 15% by weight and Cr is 0.3 to 3% by weight. By setting Ni to 2% by weight or more, the material of the rotary tools 100a and 100b can be obtained. It can be made strong, and by making it 15% by weight or less, strength reduction can be prevented. Further, when Cr is 0.3% by weight or more, oxidation resistance is improved, and when it is 3% by weight or less, strength reduction can be prevented. Furthermore, by setting the Ni—Cr phase to a composition ratio of 18% by weight or less, the distance between the WC particles can be narrowed, and deformation of the rotary tools 100a and 100b at high temperatures can be suppressed. More preferably, Ni is 5 to 12% by weight and Cr is 0.3 to 1.5% by weight. Moreover, the more preferable range as Ni-Cr is 6 to 12 weight%.
WC−Co−Ni−Cr組成において、Coが3〜12重量%、Niが1〜6重量%、Crが0.2〜2重量%の範囲が適当であり、上述したWC−Ni−Cr組成と同様に、Coを3重量%以上とすることにより耐酸化性を向上させ、12重量%以下とすることにより、強度低下を防止することができる。好ましい組成範囲としては、Coが5〜9重量%、Niが2〜5重量%、Crが0.3〜1.5重量%である。さらに、Co−Ni−Cr相を組成比で18重量%以下とすることにより、WC粒子間距離を狭め、高温下での回転ツールの変形を抑制することができる。また、Co−Ni−Crとしてのより好ましい範囲は7〜12重量%である。 In the WC-Co-Ni-Cr composition, the ranges of 3-12% by weight of Co, 1-6% by weight of Ni, and 0.2-2% by weight of Cr are suitable. Similarly, when the Co content is 3% by weight or more, the oxidation resistance is improved, and when the Co content is 12% by weight or less, a decrease in strength can be prevented. Preferred composition ranges are 5 to 9% by weight of Co, 2 to 5% by weight of Ni, and 0.3 to 1.5% by weight of Cr. Furthermore, by setting the Co—Ni—Cr phase to a composition ratio of 18% by weight or less, the distance between WC particles can be narrowed, and deformation of the rotating tool at high temperatures can be suppressed. Moreover, the more preferable range as Co-Ni-Cr is 7 to 12 weight%.
TiC−Mo−Ni−Cr組成において、TiC平均粒度は0.5〜3μmの範囲が適当であり、0.5μm以上とすることにより、ツール素材を強固なものとし、3μm以下とすることにより、強度低下を防止することができる。より好ましい粒度範囲は1〜2μmである。このように、TiC粒子のサイズを可能な限り小さくしてTiC粒子間距離を狭めることにより、高温下での回転ツール100a,100bの変形を抑制することができる。 In the TiC-Mo-Ni-Cr composition, the TiC average particle size is suitably in the range of 0.5 to 3 μm, and by making it 0.5 μm or more, the tool material is made strong, and by making it 3 μm or less, Strength reduction can be prevented. A more preferable particle size range is 1 to 2 μm. Thus, by reducing the size of the TiC particles as much as possible and reducing the distance between the TiC particles, deformation of the rotary tools 100a and 100b at high temperatures can be suppressed.
組成ではMoが15〜30重量%、Niが5〜15重量%、Crが0.5〜3重量%の範囲が適当であり、各々の成分を下限値以上とすることにより回転ツール100a,100bの素材を強固なものとでき、上限値以下とすることにより強度低下を防止することができる。より好ましい組成範囲としてはMoが18〜25重量%、Niが6〜12重量%、Crが0.5〜1.5重量%の範囲である。さらに、Ni−Cr相を組成比で18重量%以下とすることにより、TiC粒子間距離を狭め、高温下での回転ツールの変形を抑制することができる。また、Ni−Crとしてのより好ましい範囲は6〜12wt%である。 In the composition, the ranges of 15 to 30% by weight of Mo, 5 to 15% by weight of Ni, and 0.5 to 3% by weight of Cr are appropriate, and the rotary tools 100a and 100b are set by setting each component to the lower limit value or more. This material can be made strong, and strength reduction can be prevented by setting it to the upper limit value or less. More preferable composition ranges are 18 to 25% by weight of Mo, 6 to 12% by weight of Ni, and 0.5 to 1.5% by weight of Cr. Furthermore, by setting the Ni—Cr phase to a composition ratio of 18% by weight or less, the distance between TiC particles can be narrowed, and deformation of the rotating tool at high temperatures can be suppressed. Moreover, the more preferable range as Ni-Cr is 6-12 wt%.
また、回転ツール100a,100bの素材に、TiN、TaN、(W,Ti)C、(W,Ti、Ta)C、(Ta,Nb)Cから選択される少なくとも1種以上の化合物が添加されることにより、耐熱性及び耐酸化性を向上させることができる。 Further, at least one compound selected from TiN, TaN, (W, Ti) C, (W, Ti, Ta) C, and (Ta, Nb) C is added to the material of the rotary tools 100a and 100b. Thereby, heat resistance and oxidation resistance can be improved.
また、本実施形態では、回転ツール100a,100bの素材に、シリサイド(SiC、Si3N4等)、ボライド(B4C、BN等)あるいはP(リン)を添加することができる。シリサイド又はボライドの添加量は極めて微量で固体潤滑効果を発現する。Siの含有量は0.02〜0.1重量%の範囲内で十分であり、Bの含有量に至っては20〜500ppmの範囲が適切である。これらの下限値以上とすることにより、確実に効果を発揮させ、これらの上限値以下とすることにより強度低下を防止することができる。シリサイド、ボライドあるいはPを含むこれらの添加元素は金属と非金属の中間に位置する特異元素である。これらの添加元素は、回転ツール100a,100bの素材の表面に対して、含浸させることにより、シリサイド等の含有量が回転ツール100a,100bの表面部位から内部に至るにつれて少なくでき、最小限の添加量でシリサイド等の添加の効果を上げることが可能となる。 In this embodiment, silicide (SiC, Si 3 N 4 etc.), boride (B 4 C, BN etc.) or P (phosphorus) can be added to the material of the rotary tools 100a, 100b. The addition amount of silicide or boride is extremely small and exhibits a solid lubricating effect. The content of Si is sufficient in the range of 0.02 to 0.1% by weight, and the range of 20 to 500 ppm is appropriate for the content of B. By setting it to these lower limit values or more, the effect can be reliably exerted, and by setting these upper limit values or less, strength reduction can be prevented. These additive elements including silicide, boride or P are specific elements located between metal and nonmetal. By impregnating the surface of the material of the rotary tools 100a and 100b with these additive elements, the content of silicide and the like can be reduced from the surface part of the rotary tools 100a and 100b to the inside, and the minimum addition The effect of addition of silicide or the like can be increased by the amount.
以下、異なる種類の金属材を異なる種類の組成からなる回転ツールにより摩擦攪拌接合を行った攪拌させた実験例について説明する。以下の実験例では、図7に示すロックウェル硬さと組成とを有する試作番号A〜Jの回転ツールを用いて実験を行なった。また、各回転ツールにより、図8に示す結果が得られた。以下に、金属材ごとの結果について説明する。 Hereinafter, an experimental example in which different kinds of metal materials are subjected to friction stir welding using a rotary tool having different kinds of compositions will be described. In the following experimental examples, experiments were performed using rotating tools of prototype numbers A to J having the Rockwell hardness and composition shown in FIG. Moreover, the result shown in FIG. 8 was obtained by each rotation tool. Below, the result for every metal material is demonstrated.
(実験例1:高炭素鋼)
高炭素鋼としてSK5材を試料となる金属材1a,1bとして、図3に示すように摩擦攪拌接合を行った。SK5材は、C:0.85重量%、Mn:0.42重量%、Si:0.19重量%、Cr:0.147重量%、P:0.017重量%、Cu:0.01重量%、Ni:0.01重量%、S:0.003重量%、Al:0.001重量%及び残余のFeからなる組成の高炭素鋼である。
(Experimental example 1: High carbon steel)
As a high carbon steel, SK5 material was used as a metal material 1a, 1b as a sample, and friction stir welding was performed as shown in FIG. SK5 material is C: 0.85 wt%, Mn: 0.42 wt%, Si: 0.19 wt%, Cr: 0.147 wt%, P: 0.017 wt%, Cu: 0.01 wt% %, Ni: 0.01% by weight, S: 0.003% by weight, Al: 0.001% by weight, and the remaining Fe.
本実験例で用いた回転ツール100aは、いずれの組成のものについても、ショルダー101の径が12mm、プローブ102aの径が4mm、プローブ102aの長さが1.5mmの物を使用した。また、接合条件は、いずれの組成のものについても、回転ツール100aの傾斜角が3°、回転ツールの回転速度が100〜400rpm、接合速度が100〜200mm/min、回転ピッチ(接合速度/回転速度)が0.5〜1mm/rとした。 As the rotary tool 100a used in this experimental example, a tool having a shoulder 101 diameter of 12 mm, a probe 102a diameter of 4 mm, and a probe 102a length of 1.5 mm was used for any composition. In addition, as for the joining conditions, for any composition, the tilt angle of the rotary tool 100a is 3 °, the rotational speed of the rotary tool is 100 to 400 rpm, the joining speed is 100 to 200 mm / min, and the rotational pitch (joining speed / rotation). Speed) was 0.5 to 1 mm / r.
本実験例では、図9に示す炭素鋼の状態図において、A1点(723℃)以上で回転速度400rpm、接合速度200mm/minにより接合を行い、A1点以下で回転速度100rpm、接合速度100mm/minにより接合を行った。 In this experimental example, in the phase diagram of the carbon steel shown in FIG. 9, bonding is performed at a rotation speed of 400 rpm and a bonding speed of 200 mm / min at A 1 point (723 ° C.) or higher, and at a rotational speed of 100 rpm and a bonding speed at A 1 point or lower. Joining was performed at 100 mm / min.
なお、以下に示す実験例1〜5では、金属材1a,1bの接合方向に沿った長さは300mmであるため、1組の金属材1a,1bの接合が完了すると次の1組の金属材1a,1bの接合を順次行い、1種類の回転ツールについて3個のツールによる延べの接合長さに対して平均接合長さを回転ツールの寿命として評価した。 In Experimental Examples 1 to 5 shown below, since the length along the joining direction of the metal materials 1a and 1b is 300 mm, when the joining of one set of the metal materials 1a and 1b is completed, the next set of metals The materials 1a and 1b were sequentially joined, and the average joining length was evaluated as the life of the rotating tool with respect to the total joining length of three tools for one kind of rotating tool.
図8に示すように、本発明の組成を有する試作番号A,E,Hの回転ツール100aは、従来の組成を有する試作番号I,Jの回転ツールに比べて寿命が優れていることが判る。特に、A1点以上で回転速度400rpm、接合速度200mm/minにより接合を行った場合、試作番号I(WC−Co)及び試作番号J(WC−Co−TaC)の回転ツールの平均接合長さは5mに留まったのに対し、試作番号A(WC−Ni−Cr)の平均接合長さは25mであり、試作番号E(WC−Co−Ni−Cr)の平均接合長さは25mであり、試作番号H(TiC−Mo−Ni−Cr)の平均接合長さは40mと5〜8倍に寿命が向上した。 As shown in FIG. 8, it can be seen that the rotary tools 100a of trial numbers A, E, and H having the composition of the present invention have a longer life than the rotary tools of trial numbers I and J having the conventional composition. . In particular, when joining is performed at a rotational speed of 400 rpm and a joining speed of 200 mm / min at one point or more, the average joining length of the rotating tools of trial number I (WC-Co) and trial number J (WC-Co-TaC). The average junction length of the trial number A (WC-Ni-Cr) is 25 m, while the average junction length of the trial number E (WC-Co-Ni-Cr) is 25 m. The average joint length of prototype No. H (TiC-Mo-Ni-Cr) was 40 m, 5-8 times longer.
また、A1点以下で回転速度100rpm、接合速度100mm/minにより接合を行った場合、試作番号I(WC−Co)及び試作番号J(WC−Co−TaC)の回転ツールの平均接合長さは3mに留まったのに対し、試作番号A(WC−Ni−Cr)の平均接合長さは24mであり、試作番号E(WC−Co−Ni−Cr)の平均接合長さは30mと8〜10倍に寿命が向上した。なお、いずれの接合条件及び回転ツールにおいても、接合面は良好であった。 In addition, when joining is performed at a rotational speed of 100 rpm and a joining speed of 100 mm / min at 1 point or less, the average joining length of the rotating tools of trial number I (WC-Co) and trial number J (WC-Co-TaC) However, the average joint length of the prototype No. A (WC-Ni-Cr) is 24 m, and the average joint length of the prototype No. E (WC-Co-Ni-Cr) is 30 m and 8 Lifespan improved by 10 times. Note that, in any joining condition and rotating tool, the joining surface was good.
(実験例2:Ti合金)
Ti合金としてTi−6Al−4V材を試料となる金属材1a,1bとして、図3に示すように摩擦攪拌接合を行った。Ti−6Al−4V材の厚さは2mmであり、回転速度400rpm、接合速度200mm/minにより接合を行った。
(Experimental example 2: Ti alloy)
Friction stir welding was performed as shown in FIG. 3 using Ti-6Al-4V material as a Ti alloy as metal materials 1a and 1b. The thickness of the Ti-6Al-4V material was 2 mm, and bonding was performed at a rotation speed of 400 rpm and a bonding speed of 200 mm / min.
図8より、試作番号A(WC−Ni−Cr)、試作番号B(WC−Ni−Cr−TaN)、試作番号C(WC−Ni−Cr−(W,Ti,Ta)C)、試作番号D((WC−Ni−Cr)にBを表面部位に添加)、試作番号E(WC−Co−Ni−Cr)、試作番号F(WC−Co−Ni−Cr−TaC)及び試作番号G((WC−Co−Ni−Cr)にBを表面部位に添加)では、回転ツール100aの寿命が極めて稿寿命であることが判る。特に、図10に示す試作番号E(WC−Co−Ni−Cr)、図11に示す試作番号F(WC−Co−Ni−Cr−TaC)、図12に示す試作番号G((WC−Co−Ni−Cr)に粒径1.5μmのBを表面部位に添加)では、回転ツール100aに全く破損が見られないことが判る。また、図13に示す試作番号G((WC−Co−Ni−Cr)に粒径6μmのBを表面部位に添加)でも、若干の破損に留まっていることが判る。一方、図14に示すように、従来の試作番号I(WC−Co)及び試作番号J(WC−Co−TaC)の回転ツール10は先端が破断し、接合が不可能であった。 From FIG. 8, prototype number A (WC-Ni-Cr), prototype number B (WC-Ni-Cr-TaN), prototype number C (WC-Ni-Cr- (W, Ti, Ta) C), prototype number. D ((WC-Ni-Cr) added to surface part B), trial production number E (WC-Co-Ni-Cr), trial production number F (WC-Co-Ni-Cr-TaC) and trial production number G ( (Adding B to the surface portion of WC-Co-Ni-Cr) shows that the life of the rotary tool 100a is extremely long. In particular, the prototype number E (WC-Co-Ni-Cr) shown in FIG. 10, the prototype number F (WC-Co-Ni-Cr-TaC) shown in FIG. 11, and the prototype number G ((WC-Co) shown in FIG. It can be seen that no damage is observed in the rotating tool 100a when B with a particle size of 1.5 μm is added to the surface portion of (Ni—Cr). Further, it can be seen that even the trial production number G shown in FIG. 13 ((WC—Co—Ni—Cr) with B having a particle size of 6 μm added to the surface portion) remains slightly damaged. On the other hand, as shown in FIG. 14, the tip of the conventional rotary tool 10 with the trial production number I (WC-Co) and the trial production number J (WC-Co-TaC) was broken, and joining was impossible.
(実験例3:純Ti)
工業用の純Ti(cp−Ti:99.9%)材を試料となる金属材1a,1bとして、図3に示すように摩擦攪拌接合を行った。純Ti材の厚さは2mmであり、回転速度300〜550rpm、接合速度50〜250mm/minにより接合を行った。また、シールドガスとしてArガスを用いた。本実験例で用いた回転ツール100a,10は、いずれの組成のものについても、ショルダー101の径が15mm、プローブ102aの径が4mm、5mm及び6mm、プローブ102aの長さが2.0mmの物を使用した。
(Experimental example 3: Pure Ti)
Friction stir welding was performed as shown in FIG. 3 using industrial pure Ti (cp-Ti: 99.9%) material as metal materials 1a and 1b as samples. The thickness of the pure Ti material was 2 mm, and bonding was performed at a rotation speed of 300 to 550 rpm and a bonding speed of 50 to 250 mm / min. Ar gas was used as the shielding gas. The rotary tools 100a and 10 used in this experimental example have a shoulder 101 diameter of 15 mm, a probe 102a diameter of 4 mm, 5 mm and 6 mm, and a probe 102a length of 2.0 mm, regardless of the composition. It was used.
図15に示すように、純Tiは885℃以下では、hcp構造を有するため、塑性変形しにくく、他のAl6061材等に比べて、純Ti材の接合可能な接合条件は極めて狭い範囲であることが判る。図16及び図17に、回転速度と接合速度とを変化させて実験を行った結果を示す。図16がプローブ102aの径が6mmの結果を示し、図17がプローブ102aの径が4mmの結果を示す。図16及び図17における白丸プロットは図18に示すような良好な接合部20が得られたことを示し、黒丸プロットは図19に示すような溝状欠陥が接合部20に発生したことを示し、斜線丸プロットは図20に示すような不安定な結合状態の接合部20が得られたことを示し、三角プロットは図21に示すような欠陥が接合部20に発生したことを示す。 As shown in FIG. 15, since pure Ti has an hcp structure at 885 ° C. or less, it is difficult to be plastically deformed, and the joining conditions under which pure Ti material can be joined are extremely narrow compared to other Al6061 materials and the like. I understand that. 16 and 17 show the results of experiments conducted by changing the rotation speed and the joining speed. FIG. 16 shows the result of the probe 102a having a diameter of 6 mm, and FIG. 17 shows the result of the probe 102a having a diameter of 4 mm. The white circle plots in FIGS. 16 and 17 indicate that a good joint 20 as shown in FIG. 18 was obtained, and the black circle plot shows that a groove-like defect as shown in FIG. The hatched circle plot indicates that the joint 20 in an unstable bonding state as shown in FIG. 20 is obtained, and the triangular plot indicates that a defect as shown in FIG.
図16に示すように、プローブ102aの径が6mmの場合は、接合速度が比較的遅い125mm/min以下の場合に接合可能であり、良好な接合は接合速度75mm/min以下で得られる事が判る。一方、図17に示すように、プローブ102aの径が6mmの場合は、接合可能な範囲が広がり、接合速度が比較的速い200mm/min以下の場合に接合可能であり、良好な接合は接合速度100mm/min以下で得られる事が判る。なお、プローブ102aの径が6mmの場合は、回転速度350〜450rpm、接合速度100mm/minで特に良好な接合が得られる。 As shown in FIG. 16, when the diameter of the probe 102a is 6 mm, bonding is possible when the bonding speed is relatively low, 125 mm / min or less, and good bonding can be obtained at a bonding speed of 75 mm / min or less. I understand. On the other hand, as shown in FIG. 17, when the diameter of the probe 102a is 6 mm, the range in which bonding is possible is widened, and bonding is possible when the bonding speed is relatively fast, 200 mm / min or less. It can be seen that it can be obtained at 100 mm / min or less. When the diameter of the probe 102a is 6 mm, particularly good bonding can be obtained at a rotation speed of 350 to 450 rpm and a bonding speed of 100 mm / min.
図22に示すように、プローブ102aの径が4mmの場合は、プローブ102aの径が5mm及び6mmの場合に比べて、接合部20に対する引張り試験を行なった場合に母材が破断する、すなわち、母材である金属材1a,1bよりも接合部20の強度が向上する範囲が広いことが判る。 As shown in FIG. 22, when the diameter of the probe 102a is 4 mm, the base material breaks when the tensile test is performed on the joint portion 20 as compared with the case where the diameter of the probe 102a is 5 mm and 6 mm. It can be seen that the range in which the strength of the joint 20 is improved is wider than that of the metal materials 1a and 1b which are the base materials.
プローブ102aの径が4mmの場合において、試作番号I(WC−Co)及び試作番号J(WC−Co−TaC)の回転ツール10の平均接合長さは2.4mに留まったのに対し、試作番号A(WC−Ni−Cr)の平均接合長さは48mであり、試作番号B(WC−Ni−Cr−TaN)の平均接合長さは150mであり、試作番号E(WC−Co−Ni−Cr)の平均接合長さは150mと20〜60倍以上に寿命が向上した。 In the case where the diameter of the probe 102a is 4 mm, the average joint length of the rotary tool 10 of the trial production number I (WC-Co) and the trial production number J (WC-Co-TaC) remained at 2.4 m. The average junction length of number A (WC-Ni-Cr) is 48 m, the average junction length of trial number B (WC-Ni-Cr-TaN) is 150 m, and trial number E (WC-Co-Ni). The average joint length of -Cr) was 150 m, which was improved by 20 to 60 times or more.
(実験例4:耐熱鋼)
上記実験例1と同様に、耐熱鋼に対しても実験を行なった。試作番号I(WC−Co)及び試作番号J(WC−Co−TaC)の回転ツール10の平均接合長さは極めて短かったのに対し、試作番号D((WC−Ni−Cr)にBを表面部位に添加)、試作番号E(WC−Co−Ni−Cr)、試作番号G((WC−Co−Ni−Cr)にBを表面部位に添加)、試作番号H(TiC−Mo−Ni−Cr)の回転ツール100aの平均接合長さは、8〜10倍に寿命が向上した。
(Experimental example 4: heat resistant steel)
Similar to the experimental example 1 described above, an experiment was performed on heat resistant steel. While the average joining length of the rotary tool 10 of the trial production number I (WC-Co) and the trial production number J (WC-Co-TaC) was extremely short, B was added to the trial production number D ((WC-Ni-Cr)). Trial number E (WC-Co-Ni-Cr), Trial number G (B added to (WC-Co-Ni-Cr), surface part), Trial number H (TiC-Mo-Ni) -Cr) The average joining length of the rotary tool 100a is 8 to 10 times longer.
(実験例5:金属ガラス)
金属ガラスとしてZr55Cu30Al10Ni5材を試料となる金属材1a,1bとして、図3に示すように摩擦攪拌接合を行った。Zr55Cu30Al10Ni5材の厚さは2mmである。金属ガラスは図23に示す金属ガラスと各相の温度依存性にあるように、ガラス転移温度Tgと結晶化温度Txとの間に過冷却液体領域(SUPERCOOLED LIQUID)が存在する。この過冷却液体領域で成形が可能であり、結晶化温度Txであると結晶化の問題がある。そこで、本実験例では、ガラス転移温度Tg以上であり結晶化温度Tx以下となる回転速度80〜200rpm及び接合速度100mm/minの接合条件により接合を行った。
(Experimental example 5: Metallic glass)
Friction stir welding was performed as shown in FIG. 3 using Zr 55 Cu 30 Al 10 Ni 5 material as metal glass as metal materials 1a and 1b as samples. The thickness of the Zr 55 Cu 30 Al 10 Ni 5 material is 2 mm. Metallic glasses as in metallic glass and each phase temperature dependence shown in FIG. 23, there is supercooled liquid region (SUPERCOOLED LIQUID) between the glass transition temperature T g and the crystallization temperature T x. The molding in the supercooled liquid region are possible, there is the crystallization to be the crystallization temperature T x problem. Therefore, in this experimental example, bonding was performed by joining conditions of rotational speed 80~200rpm and welding speed 100 mm / min becomes less has a glass transition temperature T g higher than the crystallization temperature T x.
本実験例では、いずれの組成のものについても、図2に示す回転ツール100bのように、左向きに螺子状溝103がプローブ102bの側面に設けられている回転ツールを用いた。ショルダー101の径は25mmと上記実験例1〜4のものよりも大きな径のものを用いた。これは、ショルダー101の径が12mm程度のものよりも、25mmとした方がバリの発生を防止できるからである。プローブ102bの径は5mmのものを用いた。 In this experimental example, a rotating tool having a screw-like groove 103 provided on the side surface of the probe 102b to the left is used as in the rotating tool 100b shown in FIG. 2 for any composition. The shoulder 101 has a diameter of 25 mm, which is larger than those of Experimental Examples 1 to 4 described above. This is because generation of burrs can be prevented when the diameter of the shoulder 101 is set to 25 mm, rather than about 12 mm. The diameter of the probe 102b was 5 mm.
図24の回転ツール100cのようにへこみ角(ショルダー101がなす角度)θが10°の場合はショルダー101に熱が集中し、図25に示すような周辺に偏った接合部20となる可能性がある。また、回転ツール100eのようにへこみ角θが0°の場合は、図26に示すようにバリが多い接合部20となる可能性がある。そこで、本実験例では、回転ツール100dのようにへこみ角θが3°のものを使用した。実際にはへこみ角θは2〜5°のものが好適である。 When the dent angle (angle formed by the shoulder 101) θ is 10 ° as in the rotary tool 100c of FIG. 24, heat is concentrated on the shoulder 101, and the joint 20 may be biased toward the periphery as shown in FIG. There is. Further, when the dent angle θ is 0 ° as in the rotary tool 100e, there is a possibility that the joint 20 has many burrs as shown in FIG. Therefore, in this experimental example, a tool having a recess angle θ of 3 °, such as the rotary tool 100d, was used. In practice, the indentation angle θ is preferably 2 to 5 °.
図27は、上記へこみ角θが3°の回転ツールにより、回転速度150rpm、接合速度100mm/minで実験を行なった接合部20を示し、図28は、転速度100rpm、接合速度100mm/minで実験を行なった接合部20を示す。いずれも、ビード周辺のバリは比較的少なく、大きな欠陥は見られなかった。 FIG. 27 shows the joint 20 that was tested at a rotational speed of 150 rpm and a joining speed of 100 mm / min using the rotary tool with a dent angle θ of 3 °. FIG. 28 shows a rolling speed of 100 rpm and a joining speed of 100 mm / min. The joining part 20 which experimented is shown. In all cases, there were relatively few burrs around the bead and no major defects were observed.
図8より、試作番号C(WC−Ni−Cr−(W,Ti,Ta)C)、試作番号D((WC−Ni−Cr)にBを表面部位に添加)、試作番号F(WC−Co−Ni−Cr−TaC)及び試作番号G((WC−Co−Ni−Cr)にBを表面部位に添加)では、回転ツール100dの寿命が極めて稿寿命であることが判る。特に、試作番号I(WC−Co)及び試作番号J(WC−Co−TaC)の回転ツールの平均接合長さは0.6mに留まったのに対し、試作番号C(WC−Ni−Cr−(W,Ti,Ta)C)の平均接合長さは4.2mであり、試作番号D((WC−Ni−Cr)にBを表面部位に添加)の平均接合長さは6mと7〜10倍に寿命が向上した。 From FIG. 8, prototype number C (WC-Ni-Cr- (W, Ti, Ta) C), prototype number D ((WC-Ni-Cr) with B added to surface portion), prototype number F (WC- In Co-Ni-Cr-TaC) and trial production number G ((WC-Co-Ni-Cr) with B added to the surface portion), it can be seen that the life of the rotary tool 100d is extremely long. In particular, while the average joint length of the rotary tools of the trial number I (WC-Co) and the trial number J (WC-Co-TaC) remained at 0.6 m, the trial number C (WC-Ni-Cr- The average joint length of (W, Ti, Ta) C) is 4.2 m, and the average joint length of prototype No. D ((WC-Ni-Cr) with B added to the surface part) is 6 m and 7 to 7 Lifespan improved 10 times.
以上の実験例1〜5全般において、本質的には、回転ツール100a,100b,100dの金属相にNiを用いたことで、プローブ102a,102bと金属材1a,1bとの間の溶着を防止でき、且つショルダー101の耐熱亀裂性の改善により、欠損が大幅に抑制されたと言える。 In the above experimental examples 1 to 5 in general, the use of Ni for the metal phase of the rotary tools 100a, 100b, and 100d prevents welding between the probes 102a and 102b and the metal materials 1a and 1b. In addition, it can be said that the improvement of the thermal crack resistance of the shoulder 101 significantly reduced the defects.
尚、本発明は、上記した実施の形態に限定されるものではなく、本発明の要旨を逸脱しない範囲内において種々変更を加え得ることは勿論である。 It should be noted that the present invention is not limited to the above-described embodiment, and it is needless to say that various modifications can be made without departing from the gist of the present invention.
1a,1b…金属母材、10…回転ツール、20…接合部、100a〜100e…回転ツール、101…ショルダー、102a,102b…プローブ、103…螺子状溝。 DESCRIPTION OF SYMBOLS 1a, 1b ... Metal base material, 10 ... Rotary tool, 20 ... Joint part, 100a-100e ... Rotary tool, 101 ... Shoulder, 102a, 102b ... Probe, 103 ... Screw-shaped groove | channel.
Claims (10)
前記回転ツールの少なくとも前記先端部は、WC、Ni、Cr及びCoを含む組成からなり、ロックウェル硬さがHRA=85〜95の範囲にある、回転ツール。 A rotating tool used in a method for treating a metal material, in which the tip of the rotating tool is brought into contact with a stirring portion of a metal material while rotating a rod-shaped rotating tool, and the metal material is bonded or surface-modified. There,
At least the tip portion of the rotary tool is made of a composition containing WC, Ni 2 , Cr and Co , and the Rockwell hardness is in a range of HRA = 85 to 95.
前記回転ツールの少なくとも前記先端部は、TiC、Mo、Ni及びCrを含む組成からなり、ロックウェル硬さがHRA=85〜95の範囲にある、回転ツール。 A rotating tool used in a method for treating a metal material, in which the tip of the rotating tool is brought into contact with a stirring portion of a metal material while rotating a rod-shaped rotating tool, and the metal material is bonded or surface-modified. There,
At least the tip of the rotary tool is made of a composition containing TiC, Mo, Ni and Cr, and the Rockwell hardness is in the range of HRA = 85 to 95.
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