JP7350369B2

JP7350369B2 - 金属材料の接合方法

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Inventors: 英樹山岸
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Priority date: 2020-03-27
Filing date: 2021-01-28
Publication date: 2023-09-26
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Description

本発明は同種又は異種金属材料の接合方法に関し、特に接合界面に脆弱な金属間化合物（ＩＭＣ：ＩｎｔｅｒＭｅｔａｌｌｉｃＣｏｍｐｏｕｎｄ）が生成するのを抑えた新規の接合方法に係る。

金属材料の接合方法としては、レーザ溶接法やアーク溶接法、抵抗スポット溶接法等が採用されている。
例えば、自動車の組立ラインでは車両あたり数千点ものスポット溶接がロボットを用いて実施されている。
近年、車両軽量化の観点からアルミニウム材料等の軽合金材料の積極的な使用が検討されており、その場合に鉄系材料とアルミニウム材料等の異種金属材料間の接合が大きな技術的課題となる。
この場合に、従来の冶金的な接合においては、Ａｌ_３Ｆｅ，Ａｌ_５Ｆｅ_２等の脆弱なＩＭＣが容易に生成し、実用的な強度を得るのが困難であった。
非特許文献１には、ＩＭＣの厚みを１～２μｍ程度に抑えることで高い接合強度が得られる旨が報告されているが、Ｆｅ-Ａｌ系のＩＭＣはその厚さが１μｍを超えると接合強度が大幅に低下することが一般に知られており、当該法では生産管理上も実用レベルとはなっていない。
言い換えれば、ＩＭＣを１μｍ以下のサブミクロンオーダーで十分に薄く抑制できるスポット接合法が必要である。

特許文献１には、先端に向けて縮径する電極に通電しながら、この電極を重ね合せた金属板に押し込む片側溶接方法を開示する。
同公報によれば、電極の先端部を押し込むことで、金属板の重ね部に密着変形させた清浄面を生成するものとなっているが、接合原理は加圧通電による溶接となっている。

本出願人は、先に接合したい金属材料の間にインサート材を挟み込み、衝撃荷重を加えて機械的に加圧する方法を提案している（特許文献２）。
本発明者は、さらなる汎用性及び生産性の向上をなすべく検討した結果、本発明に至った。

日本国特開２０１１－３１２６６号公報日本国特開２０１９－１０７６８６号公報

「鋼板／アルミ異材抵抗スポット溶接技術の開発」，田中耕二郎他マツダ技板，ＮＯ．３３（２０１６）Ｐ１２４－１２９

本発明は、上記技術的課題を解決すべく、接合部のＩＭＣの生成を抑えることで強度に優れ、生産性の高い金属材料の接合方法の提供を目的とする。

本発明に係る金属材料の接合方法は、第１金属材料と第２金属材料との接合部となる部位を重ね合せた状態で、前記接合部に加圧手段にてスポット的な荷重を加えることを特徴とする。
ここで、スポット的な荷重とは接合部全体ではなく、所定の範囲を局部的に加圧する趣旨である。
このようにすることで、スポット的な荷重にて加圧された接合界面には、加圧部からその周囲に向けて塑性流動が生じる。
塑性流動により接合界面には新生面が出現し、この新生面での固相拡散により接合される。

ここで接合界面における塑性流動の大きさを、接合部における第１金属材料と第２金属材料の接合前の合計厚みＴ_０ｍｍに対して、加圧接合後の合計厚みをＴ_１ｍｍとし、Ｔ_０／Ｔ_１＝Ｒ・・・・圧下比と定義した場合に、圧下比Ｒは１．４以上がよい。
また、圧下比Ｒは好ましくは１．８以上、さらに望ましくは２．０以上である。

本発明において、スポット的な荷重は接合界面に塑性流動を出現させるのが目的であり、局部的に加圧できればその大きさや形状に制限はないが、外接円で表現すると外接円直径が３～１５ｍｍ程度のパンチ形状であってよい。

本発明においてスポット的な荷重は、接合部に実質的な変形を加えるのが目的であることから荷重速度に制限はなく、ゆっくりとした静圧的な荷重でもよく、また荷重速度の速い動的な衝撃荷重でもよい。
衝撃荷重にすると、速度の速い分だけ生産性が向上する。

本発明において、接合金属材料は同種の系統の金属材料間でもよく、異種の金属材料間でもよい。
同種の系統のものとしては、鉄系の各種金属材料間，アルミニウム系の各種金属材料間が例として挙げられる。
異種の金属材料としては、鉄系金属材料とアルミニウム系金属材料の組み合せ，アルミニウム系金属材料と銅系金属材料との組み合せ，鉄系金属材料とチタン系金属材料との組み合せ，アルミニウム系金属材料とチタン系金属材料との組み合せ，マグネシウム系金属材料とチタン系金属材料との組み合せ、ニッケル系金属材料とアルミニウム系金属材料の組合せ、ニッケル系金属材料とマグネシウム系金属材料等が例として挙げられる。
また、鉄系材料の場合に、表面に亜鉛メッキ等のメッキ処理が施されていてもよい。
ここで、鉄系，アルミニウム系，銅系，チタン系、マグネシウム系及びニッケル系金属材料と表現したのは、それぞれの各種合金も含まれる趣旨である。

本発明においては、接合界面での塑性流動を容易にするのに固相接合の範囲にて加温するのが好ましい。
例えば、鉄系材料は３２０～４５０℃，アルミ系材料は３００～４００℃等、接合する材料に合せて適宜設定することができる。

本発明においては、金属材料の接合部にスポット的な荷重を加え、接合界面に生ずる塑性流動による新生面を用いて固相接合する新規の接合方法であることから、必要に応じて鍛接と称する。
本発明に係る鍛接にあっては、詳細は後述するが、接合界面にＩＭＣが生成されるのを抑制でき、ＩＭＣが生じた場合にもその厚みは数ｎｍ～数十ｎｍレベル（メゾスコピック領域）に抑えることができることから、機械的性質低下への悪影響がなく、事実上ＩＭＣフリーの接合法である。
この点において従来の技術では、ＩＭＣが１～２μｍレベルまでにしか抑えることができなかったのに比較して、接合品質（強度）及び加工裕度に優れる。
これを例えば、従来法の１つである抵抗スポット溶接法で説明すると、ＩＭＣの厚みを抑えるには通電時間を短時間に制御しなければならないが、接合品質を確保するには接合材の融点（アルミニウム合金の場合約７００℃）、あるいはそれ以上の高温にする必要があることから、必然的にクリティカルな厚み（約１μｍ）のＩＭＣが形成されてしまう［後述図７（ｂ）を参照］。
これに対して本発明は、接合面に塑性流動界面を形成することを接合機構としているため、接合プロセスが低温でしかも極短時間で行うことができ、このＩＭＣをメゾスコピック領域に抑制できる。
したがって、従来法に対して時間的な加工裕度に優れている。
即ち、加工条件が多少ばらつくなどの管理がラフでも、界面に形成されるＩＭＣはクリティカルな厚みにならないという生産技術上の裕度が高い。
また本発明において、スポット的な荷重を加える前の接合部の予熱は、あらかじめ電気炉等で加熱しておいても良く、あるいはレーザ光，フレイム，通電、又は電磁誘導等により接合部を局所的に所定温度に加熱する方法でも良いが、最も現実的な適用スタイルとして、自動車組立ラインに用いられている抵抗スポット溶接同様の通電によるジュール熱を用いることができる。
本発明では、接合部に必要な加熱温度が低いことから、必要とする電流も一般の抵抗スポット溶接法よりも十分小さく、それにより従来の電気回路及びシステムが大幅にコンパクトかつ安価になる利点がある。

また、本発明は接合品質が向上し、例えば接合強度を上記で説明した圧下比で評価することも可能であり、従来の破壊検査の低減や省略も可能になり、生産現場での品質管理が容易になる。
また、スポット的な加圧手段にて短時間で接合することも可能であることから、例えば車両の組立ライン等の従来の生産システムに組み込むことも容易になることが期待される。

評価に用いた接合材の作成例を示す。（ａ）はＳＰＣＣとＡ５０８３の接合におけるＡＣサーボプレス機のスライドストロークと加圧力の関係を示し、（ｂ）は接合の瞬間における各変化をスライド速度も含めて詳細に示す。ＳＰＣＣ（Ｆｅ）とＡ５０８３（Ａｌ）の接合における接合後の継手外観写真（パンチング側、正面視）を示す。ＳＰＣＣ（Ｆｅ）とＡ５０８３（Ａｌ）の接合における接合後の継手外観写真（側面視）を示す。ＳＰＣＣ（Ｆｅ）とＡ５０８３（Ａｌ）の接合における圧下比Ｒと継手の引張せん断荷重Ｆの関係を示す。ＳＰＣＣ（Ｆｅ）とＡ５０８３（Ａｌ）の接合における接合部の金属顕微鏡及び走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）による断面観察像を示す。（ａ）はＳＰＣＣ（Ｆｅ）とＡ５０８３（Ａｌ）の接合における接合界面の透過型電子顕微鏡（ＴＥＭ）による観察像を示し、（ｂ）は鉄とアルミニウム合金の拡散接合において、各種接合温度における接合時間と反応拡散層厚みの成長関係について数値計算したグラフを示す。（ａ）はＳＰＦＣ９８０（Ｆｅ）とＡ５０８３（Ａｌ）の組み合せにおける圧下比Ｒに対する継手の引張せん断荷重の関係を示し、（ｂ）は接合部断面のＴＥＭ像を示す。はＡ２０２４とＡ６０６１の接合におけるＡＣサーボプレス機のスライドストローク、スライド速度及び加圧力の関係を示す。Ａ２０２４（Ａｌ）とＡ６０６１（Ａｌ）との組み合せにおける圧下比Ｒに対する継手の引張せん断荷重の関係を示す。Ａ２０２４（Ａｌ）とＡ６０６１（Ａｌ）との組み合せにおける加圧力（接合部面圧）に対する継手の引張せん断荷重の関係を示す。（ａ）はＡ２０２４とＡ６０６１との組み合せにおける光学顕微鏡による接合部断面写真を示し、（ｂ）はその接合部界面の断面ＴＥＭ像を示す。Ａ２０２４とＡ６０６１との組み合せにおける接合部断面の結晶方位解析結果を示す。ＳＧＣＣ（Ｆｅ）とＡ６０６１（Ａｌ）との組み合せにおける圧下比Ｒに対する継手の引張せん断荷重の関係を示す。ＳＵＳ３０４（Ｆｅ）とＡ５０８３（Ａｌ）との組み合せにおける圧下比Ｒに対する継手の引張せん断荷重の関係を示す。ＳＰＦＣ９８０（Ｆｅ）とＡ７０７５（Ａｌ）との組み合せにおける圧下比Ｒに対する継手の引張せん断荷重の関係を示す。ＴＰ２７０（Ｔｉ）とＡ６０６１（Ａｌ）との組み合せにおける圧下比Ｒに対する継手の引張せん断荷重の関係を示す。ＴＰ２７０（Ｔｉ）とＡＺ６１（Ｍｇ）との組み合せにおける圧下比Ｒに対する継手の引張せん断荷重の関係を示す。ＮＷ２２０１（Ｎｉ）とＡ５０８３（Ａｌ）との組み合せにおける圧下比Ｒに対する継手の引張せん断荷重の関係を示す。接合材料の組み合せとその破断強度の一覧表を示す。

本発明に係る鍛接について、具体的な実施例に基づいて以下説明するが、接合される金属材料や接合条件はこれらに限定されない。

実際の生産ラインにおいては、各種プレス機や、アクチュエータ等を用いたＣ型アームを装着したロボット等を応用することができるが、以下説明する実験例はストローク動作がサーボモータにて制御されたＡＣサーポプレス装置を用いた。

図１に実験方法を示す。
図示を省略したが、ＡＣサーボプレス装置のボルスタの上にベース部１をセットし、ベース部１の上に上側の第１金属材料１１と下側の第２金属材料１２との接合部を重ね合せる。
ベース部１は、ヒーター１ａと温度センサー１ｂにて温調可能になっている。
接合部にスポット的な荷重を加えるのに、熱間金型用合金工具鋼ＪＩＳＳＫＤ６１にて製作したパンチ用の加圧治具２をこの接合部の上に載置し、プレス機のスライドにてこの加圧治具２に位置制御により荷重を加えた。
なお加圧治具２もしくはベース部１は通電による加熱や耐高荷重のために銅系やタングステン系等の材料を用いても良い。
また加圧治具２及びベース部１の表面形状は、金属材料１１と金属材料１２の間の強度差もしくは加圧治具２と金属材料１１との強度差等を考慮して、健全な塑性流動界面を形成するようレンズ状など適切な曲率、曲面等形状を設けても良い。
その場合、タングステン系材料など難切削材料の場合は焼結法や積層造形法で製作すると良い。

上側の第１金属材料１１に冷間圧延鋼板（ＳＰＣＣ），幅Ｗ：２０ｍｍ，長さＬ：８０ｍｍ，厚みｔ_１：１ｍｍを用い、下側の第２金属材料１２にＪＩＳＡ５０８３のアルミニウム合金板材，Ｗ：２０ｍｍ，Ｌ：８０ｍｍ，ｔ_２：１ｍｍを用いた。
ここでＳＰＣＣは、一般的な冷間圧延鋼板であり、熱間圧延軟鋼板を常温で冷間圧延して得られる。
Ａ５０８３は、Ａｌ－Ｍｇ系の合金板材である。
ベース部１の表面温度を約３００℃に予熱した。
ＳＰＣＣ及びＡ５０８３を予め加熱し、接合時は界面が４２０～４３０℃になっていた。
この状態でφ１０ｍｍの加圧治具２（以下必要に応じて鍛接径と称する）に衝撃荷重を加えた。
図２（ａ）に横軸に時間（ｍｓ），縦軸に荷重（Ｌｏａｄ，ｋＮ）及びスライドストローク（ｍｍ）を表したプレス加工グラフを示す。
図２（ｂ）には荷重変化時の拡大図を示し、合せてスライド速度（荷重速度）も示した。
加圧時間は、０．０８２秒（８２ｍｓ）であり、最大荷重は１４５ｋＮであった。
本実験では、スライドの下降による加圧速度は、約７５ｍｍ／ｓの衝撃的な荷重になっている。
得られた接合継手の正面外観写真及び側面外観写真をそれぞれ図３及び図４に示す。
図３は、上側の第１金属材料ＳＰＣＣと下側の第２金属材料Ａ５０８３との重ね部に加圧治具２による凹部が形成されているのが分かる。
また、図４に示した側面視では、下側に突出していることが分かる（図６の断面図を参照）。
なお、第１，第２金属材料にて強度のあるＳＰＣＣ側を上側に重ねる方が接合しやすいことも明らかになった。
これは、図４に示すように相対的に強度の高い側から加圧すると、相対的に柔らかい下側の金属材料の跳ね返りを抑えるからである。
接合後の重ね部合計厚みＴ_１：１ｍｍであったことから、Ｔ_０（ｔ_１＋ｔ_２）／Ｔ_１：圧下比Ｒ＝２．０であり、試験片の両端部側をチャックした引張り試験（引張速度０．１ｍｍ／ｓ）を行ったところ、約３．８ｋＮでＡ５０８３側の母材破断となった。
そこで次に、スライド下死点（パンチ挿入量）を変化させ、図５に示すように圧下比Ｒに対する接合部の引張せん断荷重Ｆとの関係をグラフにした。
この結果、圧下比Ｒが小さいと接合界面で破断するが、圧下比Ｒが約１．８以上ではＡ５０８３側の母材破断（接合部近傍の外周が破壊するプラグ破断）となった。プラグ破断は自動車業界において求められる接合部の破壊基準の一つであり、本法はこれを満たす。
また本接合法で得られる強度について、Ａ５０８３（Ｏ材）の引張強さを２９０ＭＰａとした場合、ＪＩＳＺ３１４０（スポット溶接部の検査方法及び判定基準）に定められる板厚１ｍｍのＡ５０８３同士のスポット溶接部の引張せん断強度Ａ級は約２ｋＮとなるが、本法であればＦｅ／Ａｌの異材接合であってもこの規格を十分に上回っていることも明らかになった。

ＳＰＣＣ／Ａ５０８３（Ａｌ）の組み合せで接合した試験片で、鍛接直径１０ｍｍ，圧下比Ｒ＝２．０における接合部の金属顕微鏡による断面写真を図６に示す。
接合部の肉厚が薄くなり、塑性流動が発現しているのが分かる。
接合部はパンチングにより選択的に加圧した加圧面に沿ってある。
よって、加圧面に沿ったその接合面（塑性流動界面）は、加圧部の周囲にできた凹部状の側面ではないことから、接合強度は機械的な接合機構によっていないことが分かる。
図６の下側に走査型電子顕微鏡（ＳＥＭ）による中央近傍接合界面の二次電子像（ＳＥ）及びその反射電子像（ＣＯＭＰＯ）を示す。
また、当該接合界面をより高倍率で観察したＴＥＭによる明視野像を図７に示す。
この結果、ＳＰＣＣの予熱時に生成したと推定されるスケールは分断され、新生面が生じた接合界面における冶金的な反応層（ＲＬ）、すなわちＩＭＣの厚みは数ｎｍから数十ｎｍレベルに極めて薄く抑え込むことができていることが分かる。
柴田［金属学会誌，３０（１９６６）Ｐ３８２－３８８］や、及川［鉄と鋼，８３（１９９７）Ｐ６４１－６４６］らの報告によれば、ＦｅとＡｌにおける反応拡散層の成長則は下記の式で記述できることが示されている。

ｄ：反応拡散層（ＩＭＣ）の厚み（ｍ）
ｔ：加熱時間（ｓ）
Ｋ：反応速度定数
Ｋ_０：頻度因子（ｍ^２／ｓ），Ｆｅ／Ａ５０５２：５．６８×１０^－２（ｍ^２／ｓ）
Ｑ：活性化エネルギー（Ｊ／ｍｏｌ），Ｆｅ／Ａ５０５２：１７６ｋＪ／ｍｏｌ
Ｒ：気体定数（Ｊ／ｍｏｌ・Ｋ^－１）
Ｔ：接合界面温度（Ｋ）
接合温度を１０７３Ｋ（８００℃）、８７３Ｋ（６００℃）及び６９３Ｋ（４２０℃）の3種類仮定し、上記関係式によって計算される、接合時間に対するIMC厚みの成長挙動を図７（ｂ）に示す。
今回の実験評価では、接合時の界面温度は約４２０℃、また接合時間は約８２ｍｓであり、この値を図７（ｂ）のグラフに対応させると、ＩＭＣの厚み計算値は約１５．８ｎｍとなることが分かる。この値は、図７（ａ）で観察された反応層（ＲＬ）の厚みと概ね一致する。
また上記関係式より、Ｆｅ／Ａｌで強度低下が大きく問題となるＩＭＣの厚みを１μｍとした場合、仮定した各接合温度で許容される接合時間（ＩＭＣが１μｍに成長するまでの時間）は、１０７３Ｋ（８００℃）で約０．００７（７ｍｓ）、８７３Ｋ（６００℃）で約０．６ｓと短時間であるのに対し、今回の実験におけるプロセス温度６９３Ｋ（４２０℃）では約３３０ｓと桁違いに長くなる。本発明は低温の接合法であるため、ＩＭＣを制御する上で非常に時間的裕度が大きいプロセスとなっていることが、これらの比較から明確に分かる。
よって、本発明に係る接合方法は、低温で短時間にスポット的な加圧することで、メゾスコピック領域のＩＭＣ厚みを実現可能にしている。

次に、第１金属材料として高張力鋼板ＳＰＦＣ９８０，Ｗ＝３０ｍｍ，Ｌ＝１００ｍｍ，ｔ_１＝１ｍｍ，第２金属材料としてＪＩＳＡ５０８３のアルミニウム合金板材，Ｗ＝３０ｍｍ，Ｌ＝１００ｍｍ，ｔ_２＝１ｍｍを用いて、加圧治具直径（鍛接径）、５ｍｍ（Ｄ５），８ｍｍ（Ｄ８），１０ｍｍ（Ｄ１０）にて実施例１と同様に接合を実施した。
ここでＳＰＦＣ９８０は、熱延鋼板をさらに冷間圧延したもののうち、引張強さが９８０Ｎ／ｍｍ^２以上のものをいう。
その結果を図８（ａ）のグラフに示す。
ここで引張速度は０．０５ｍｍ/ｓとした。
なお図中白抜きプロットは接合界面での破壊、また塗りつぶしプロットはアルミニウム合金側の母材破断（プラグ破断）を示す。
この場合にも破断モードは、圧下比Ｒが１．８以上で界面破断から母材破断に遷移した。
図８（ｂ）に鍛接径１０ｍｍ（Ｄ１０），圧下比Ｒ：２．６の条件で接合した継手の接合部中央における断面ＴＥＭ像を示す。
接合界面における反応層（ＲＬ）は、数ｎｍレベルに抑えられていた。

次に、アルミニウム系合金について、合金間の異材接合にて試験及び評価をした。
アルミニウム合金ＪＩＳＡ２０２４材とアルミニウム合金ＪＩＳＡ６０６１材とを重ね合せて、鍛接を行った。
Ａ２０２４材はＡｌ－Ｃｕ系の合金板材で、Ａ６０６１材はＡｌ－Ｍｇ－Ｓｉ系の合金板材である。
ここで接合界面の予熱は約３５０℃とした。
試験材はいずれもＷ＝３０ｍｍ，Ｌ＝１００ｍｍ，ｔ_１＝ｔ_２＝１ｍｍを用いた。
加圧治具φ８ｍｍ（鍛接径８ｍｍ）にて、実施例１と同様に接合加工を行った。
なお、第１，第２金属材料にて、より強度のあるＡ２０２４側を上側に重ねる方が接合しやすいことも明らかになった。
図９に、圧下比２．０におけるプレス加工データを示す。横軸に加工時間（ｍｓ），縦軸にプレス荷重（Ｌｏａｄ，ｋＮ）、スライド速度（ｍｍ/ｓ）及びスライドストローク（ｍｍ）を示す。プレスのピーク荷重は約４６ｋＮ、また加工時間は約６７ｍｓであった。
図１０に、圧下比Ｒと継手の引張せん断荷重Ｆの関係をグラフにしたものを示し、図１１に単位面積当たりの加圧力（接合部面圧）に対する継手の引張せん断荷重Ｆの関係を示す。
なお図１０及び図１１ともに図中の白抜きプロットは接合界面での破壊、また黒塗りプロットはＡ６０６１側の母材破断（プラグ破断）を示す。
本例は、アルミニウム系金属材料同士の場合であり、圧下比Ｒ＝１．４以上にて母材破断となった（図１０）。
一方、同じデータを加圧力（面圧）で整理すると、約９００～１，０００ＭＰａ以上にて母材破断となった（図１１）。
図１０と図１１を比較すると、引張せん断荷重に対して圧下比の方が加圧力よりも強い相関が認められたことから、生産ラインでは圧下比にて品質管理するのが好ましいと言える。
パンチングの位置制御もしくは接合部の接合後肉厚計測により管理すると良い。
また、本接合法で得られる強度については、Ａ６０６１（Ｏ材）の引張強さを１２５ＭＰａとした場合、ＪＩＳＺ３１４０（スポット溶接部の検査方法及び判定基準）に定められる板厚１ｍｍのＡ６０６１同士のスポット溶接部の引張せん断強度Ａ級（約０．８５ｋＮ）を十分に上回っていることも明らかになった。

Ａ２０２４／Ａ６０６１の組み合せにて、圧下比Ｒ＝２．０における接合部中央断面の金属顕微鏡写真を図１２（ａ）に、またそのＴＥＭ像を図１２（ｂ）に示す。
実施例１と同様に接合部の肉厚が薄くなり、塑性流動が発現しているのが分かる。
また、図１２（ｂ）の写真から界面に特別な反応層は認められなかった。
図１２（ａ）の接合断面を見ると、接合は鍛接された相互の界面であり、凹部の両側の側部には極く僅かの隙間も観察される。
よって、接合部はパンチングにより選択的に加圧した箇所であり、本実施例においてもその接合面（塑性流動界面）は側面ではなく、また接合強度は機械的な接合機構によらないことが分かる。
また図１３に、当該接合界面の電解放出形走査電子顕微鏡（ＦＥ－ＳＥＭ）－後方散乱電子回折（ＥＢＳＤ）法による結晶方位解析結果を示す。
この表示は逆極点図結晶方位（ＩＰＦ）マップとイメージクオリティ（ＩＱ）マップの重ね合わせである。断面全体と接合界面の拡大詳細を示す。
これより、接合界面近傍ほど動的再結晶により結晶粒の微細化が進んでいることが分かる。すなわち、接合界面近傍ほど塑性流動が強く生じていることがわかる。

このように発明に係る接合法によれば、同種系合金間の異材接合も同様に高生産性のもと実施できる。
例えばアルミニウム合金の鋳造材と展伸材などの接合などが可能である。
鋳造材の溶融溶接では、疲労強度の低下を招くガスホールの発生が懸念されるが、本接合法であればガスホールは生じない。
また溶融溶接で問題となるスパッタも発生しないので、清浄度が求められる部品もしくは製品にも適した接合法である。

さらに、その他の幅広い接合材料の組み合せについても本法の接合性を確認実験したので、説明する。
図１４は、第１金属材料ＳＧＣＣ（Ｆｅ）／第２金属材料Ａ６０６１（Ａｌ）の組み合せを示す。
ここでＳＧＣＣは、冷延鋼板を原材料とした溶融亜鉛メッキ鋼板である。
図１４に示したグラフは、横軸に圧下比Ｒ（Reduction ratio），縦軸に継手の引張せん断荷重（Tensile shear load）を示す。
グラフ中に注釈として、上板（第１金属材料）／下板（第２金属材料）の組み合せ、その下に接合時の接合面温度を表示した。
Ｄ８は、鍛接径が８ｍｍであることを示し、また塗りつぶしのプロットは母材破断（ＢＭ）を示し、また白抜きのプロットは，接合界面破断（ＢＩ）であることを示す。
ＳＧＣＣ／Ａ６０６１の組み合せでは、少なくとも圧下比Ｒ＝１．７以上において母材破断となることが分かる。
本法による接合性確認実験の例をさらに以下に示す。圧下比（Ｒ）に対する引張せん断荷重の関係である。ここでグラフ中の注釈の書き方は図１４と同様である（接合材料組合せ、接合面温度、鍛接径、破断形態）。
図１５は、ＳＵＳ３０４（Ｆｅ）／Ａ５０８３（Ａｌ）
ここでＳＵＳ３０４は、オーステナイト系のステンレス板材である。
図１６は、ＳＰＦＣ９８０／Ａ７０７５（Ａｌ）
ここでＡ７０７５は、Ａｌ－Ｚｎ－Ｍｇ系のアルミニウム合金板材である。
図１７は、ＴＰ２７０（Ｔｉ）／Ａ６０６１（Ａｌ）
ここでＴＰ２７０は、純チタン板材である。
図１８は、ＴＰ２７０（Ｔｉ）／ＡＺ６１（Ｍｇ）
ここでＡＺ６１は、Ｍｇ－Ａｌ－Ｚｎ系マグネシウム合金板材である。
図１９は、ＮＷ２２０１（Ｎｉ）／Ａ５０８３（Ａｌ）
ここでＮＷ２２０１は、純度９９％のニッケル板材である。
これらのグラフより、上記組合せのいずれにおいても、一定以上の圧下比とすることで良好な接合強度が得られている。
上記以外に実施したものを含め、各材料の組み合せにおける破断強度の一覧を図２０に示す。
表中「◎」は、母材破断を示し、「○」接合界面破断であったことを示す。
また、「◎」，「○」の横に示した値が破断強度を表す。
表中、縦方向の欄に示した金属材料と横方向に示した金属材料との交差した組み合せが接合の組み合せであり、その欄に破断強度を示した。
例えば、Ｆｅ（ＳＰＣＣ）とＡｌ（Ａ５０８３）との接合強度は、３．８ｋＮであったことを示す。
この表で示した接合条件は、それぞれの板厚１ｍｍ，幅３０ｍｍ，長さ１００ｍｍ，鍛接径Ｄ８（直径８ｍｍ），加圧時間（接合時間）８２ｍｓとした。
但し、実施例１のＳＰＣＣとＡ５０８３の組合については、板厚１ｍｍ，幅２０ｍｍ，長さ８０ｍｍ，鍛接径Ｄ１０ｍｍとした。
また、実施例２のＳＰＦＣ９８０とＡ５０８３の組合せについては、図８のとおり、図２０中の最高強度は鍛接径Ｄ１０の値（４．０ｋＮ）とした。
表中、Ｃ１０２０は、純度９９．９６％以上の純銅（無酸素銅）板材である。
このことから本発明は、幅広い各種異材料間でインサート材を用いず、短時間で高強度接合が可能であることが分かる。
また、基本的に金属間化合物を生じない同種材間においても同様に直接接合が可能である。

本発明に係る金属材料の接合方法は、従来よりも低温プロセスにおいて短時間でスポット的な接合を行うことができるので、車両，航空機，産業機械等、金属材料の接合が必要な広い分野で利用できる。
具体的な利用例としては、例えば車両の組立ラインや産業機械類の生産ライン等に鍛接接合機として組み込むことが容易になる。
この場合に、従来のラインに組み込まれている抵抗スポット溶接機の代替となり得る。
さらには、電源類，ハーネス類，ブスバー類等における接合や、電極，端子等の接合等にも展開できる。
例えば、銅材とアルミニウム材の異材接合が必要な電気自動車等のバッテリー電極や、ハーネス類への適用で言えば、現在用いられている超音波接合法やかしめ法、さらには一部で適用開発が進められている摩擦撹拌接合法（ＦＳＷ）の代替となる生産性の高い接合法となる。

１ベース部
２加圧治具
１１第１金属材料
１２第２金属材料

Claims

第２金属材料の接合部の上に、第１金属材料の接合部を重ね合せた状態で、
前記接合部の第１金属材料と第２金属材料の接合前の合計厚みＴ_０ｍｍに対して接合後の合計厚みＴ_１ｍｍとし、圧下比Ｒ＝Ｔ_０／Ｔ_１が１．８を超えるように加圧手段を用いて前記接合部に、３００～４５０℃の範囲に予熱した状態でスポット的な荷重を加えることで前記接合界面に生成されるＩＭＣ（金属間化合物）の厚みを１μｍ未満に抑えたものであって、前記スポット的な荷重を加える加圧時間が８２ｍｓ以下であり、前記接合部は固相拡散接合されていることを特徴とする金属材料の接合方法。
前記第１金属材料は相対的に前記第２金属材料よりも強度が高く、前記第１金属材料の上側から前記加圧手段にて加圧するものであり、加圧速度が７５ｍｍ／ｓ以上の衝撃的な荷重であることを特徴とする請求項１記載の金属材料の接合方法。
前記加圧手段は外接円直径３～１５ｍｍのパンチ形状であり、
前記接合界面に塑性流動により新生面が出現し、固相拡散接合されることを特徴とする請求項２記載の金属材料の接合方法。