JP5649893B2 - Tool used for friction stir process and friction stir process - Google Patents
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Description
本発明は摩擦攪拌プロセスに用いるツールおよびそのツールを用いた摩擦攪拌プロセス、特に鋳鉄材や鉄鋼材の表面硬化処理に用いるツールに関する。 The present invention relates to a tool used for a friction stir process and a friction stir process using the tool, particularly to a tool used for surface hardening treatment of cast iron or steel.
摩擦攪拌接合は比較的新しい接合法であり、初期においては、アルミニウム合金、マグネシウム合金、銅合金などの接合に向けての研究が進められ、現在までにアルミニウム合金をはじめとする融点の低い軽金属の接合に実用化されている。その後はこれまで接合が困難とされてきた軽金属の鋳物材、複合材、異材接合、さらに鉄鋼材を中心とする高融点材料の接合や接合のメカニズムについての研究に展開しつつある。 Friction stir welding is a relatively new joining method. At the beginning, research on joining aluminum alloys, magnesium alloys, copper alloys, etc. has been conducted, and so far, light alloys with low melting points such as aluminum alloys have been studied. Practical use for bonding. Since then, he has been developing research on light metal casting materials, composite materials, dissimilar materials joining, and joining mechanisms of high melting point materials, mainly steel materials, which have been considered difficult to join.
一方、この摩擦攪拌接合技術は発生する摩擦熱を利用して金属材料の表面改質にも応用されてきており、特許文献１にはその一例が示されている。 On the other hand, this friction stir welding technique has been applied to surface modification of metal materials by using generated frictional heat, and Patent Document 1 shows an example thereof.
摩擦攪拌プロセスは、ツールと呼ばれる工具を接合材または表面改質材に接触させながら回転させて摩擦熱を発生させ、ツールを所定の位置まで材料に圧入させた状態で接合材または改質材料の流動を伴いつつツールを接合方向または改質領域で移動させながら接合また改質を行う方法である。 In the friction stir process, a tool called a tool is rotated while being in contact with the bonding material or surface modifying material to generate frictional heat, and the tool is pressed into the material to a predetermined position. In this method, bonding or modification is performed while moving the tool in the bonding direction or the modified region while flowing.
図１は摩擦攪拌プロセスを利用した表面硬化処理法の概略を示しており、表面硬化処理しようとする例えば鋳鉄材のような被処理材１にツール２を加圧状態で接触させながらA 方向に回転させつつB方向に移動させていく。３はツール２に荷重を掛けながら回転、移動する工作機械などの駆動装置である。４はツール２が通過して硬化処理された処理部、５は処理部４が深さ方向に及んでいることを示す。
FIG. 1 shows an outline of a surface hardening method using a friction stir process, and a
摩擦攪拌プロセスに用いられるツール２は、一般的に、図２に示すように全体が円柱状で、底面に小径の円柱状のプローブ２１を有しており、プローブの長さを変化させることにより硬化部の厚さを変化させることが可能である。大径部の下端縁はショルダ２ａと呼ばれている。プローブ２１の回転により材料に摩擦熱が発生し、材料が攪拌され、その際はみ出た材料をショルダ２ａで押さえつけてバリの発生を抑えるようにしている。ツールの形状によって表面処理の状態が大きく変ることがよく知られており、様々な形状のツールが開発されている。
As shown in FIG. 2, the
一方、摩擦攪拌プロセスを利用して材料の表面を改質する表面改質処理法では、図２に示したツール２のプローブ２１のない底面が平坦なツールが実験的に使用されている。
On the other hand, in the surface modification processing method that modifies the surface of the material using a friction stirring process, a tool having a flat bottom surface without the
いずれの場合も、摩擦攪拌プロセスは、図３に示すように、ツール２を被処理材１の表面に対して移動方向B後方に角度（前進角）θ°だけ傾斜させた状態で白矢印Dで示す方向に荷重を掛けながら、被処理材１に押し付けた状態で図１に矢印Aで示すように回転させながら矢印Bの方向に移動させて行われる。
θはおおむね０〜１０°である。
In either case, as shown in FIG. 3, the friction stir process is performed with the white arrow D in a state where the
θ is approximately 0 to 10 °.
しかし、この摩擦攪拌接合プロセスを鉄系材料の表面硬化処理に適用するに当たっては、応力の集中を抑え、ツール寿命の長期化を図るためにツール形状の単純化が望ましく、単純な形状、構造で強度がありかつ硬化処理上効率のよいツールが望まれている。
本発明は上記の点にかんがみてなされたもので、比較的単純な形状で、寿命が長くかつ処理効率に優れたツールおよびそのツールを用いた摩擦攪拌プロセスを提供することを目的とする。
However, when applying this friction stir welding process to the surface hardening treatment of ferrous materials, it is desirable to simplify the tool shape in order to suppress stress concentration and prolong the tool life. There is a need for a tool that is strong and efficient in the curing process.
The present invention has been made in view of the above points, and an object of the present invention is to provide a tool having a relatively simple shape, a long life and excellent processing efficiency, and a friction stirring process using the tool.
上記課題を解決するために、本発明は、摩擦攪拌プロセスに用いるツールの底面に凹み穴を形成した。 In order to solve the above-described problems, the present invention forms a recess in the bottom surface of a tool used in the friction stirring process.
さらに、底面に凹み穴を形成したツールの底面と被処理材との接触面積の減少程度をプロセス条件、例えばツールに掛ける荷重に応じて変えるようにした。 Furthermore, the degree of reduction in the contact area between the bottom surface of the tool having a recessed hole formed on the bottom surface and the material to be processed is changed according to the process conditions, for example, the load applied to the tool.
また、本発明においては、摩擦攪拌プロセスにより被処理材の表面硬化処理をするに当たり、底面に凹み穴を形成したツールを用いることとした。 Further, in the present invention, a tool having a recessed hole formed on the bottom surface is used for subjecting the surface of the material to be hardened by the friction stirring process.
本発明による摩擦攪拌プロセスは鋳鉄材、鉄鋼材、その他の材料の表面硬化処理に用いられる。 The friction stir process according to the present invention is used for surface hardening treatment of cast iron, steel, and other materials.
本発明の一実施形態によれば、ツールの底面に形成する凹み穴の面積は、ツールの回転速度をN（ｒｐｍ）、ツールの移動速度をV(ｍｍ／分)、ツールへの加圧荷重をL（ｋｇ）、ツールの試料との接触面積率（平坦ツールの底面積と平坦ツールの底面積から凹み穴の面積を引いた残りの面積との比率）をR（０＜R＜1）としたとき、表面硬化処理される被処理材がパーライト系片状黒鉛鋳鉄である場合は、式12500＜Ｎ×L／ＶＲ＜150000を満足するR の値に基いて決定される。 According to one embodiment of the present invention, the area of the recessed hole formed in the bottom surface of the tool is determined such that the rotation speed of the tool is N (rpm), the movement speed of the tool is V (mm / min), and the pressure load on the tool L (kg), the contact area ratio of the tool with the sample (ratio of the bottom area of the flat tool to the remaining area obtained by subtracting the area of the recessed hole from the bottom area of the flat tool) R (0 <R <1) When the material to be surface-treated is pearlite flake graphite cast iron, it is determined based on the value of R satisfying the formula 12500 <N × L / VR <150000.
また本発明の摩擦攪拌プロセスにおいては、底面に凹み穴を形成したツールを用いる。 Moreover, in the friction stirring process of this invention, the tool which formed the concave hole in the bottom face is used.
本発明による摩擦攪拌プロセスを鋳鉄材や鉄鋼材の表面硬化処理に用いる場合、特にパーライト系片状黒鉛鋳鉄の表面硬化処理に用いる場合、そのプロセス条件が下記の式を満足することが好ましい。 When the friction stir process according to the present invention is used for the surface hardening treatment of cast iron material or steel material, particularly when used for the surface hardening treatment of pearlite flake graphite cast iron, the process conditions preferably satisfy the following formula.
ツールの回転速度をN（ｒｐｍ）、ツールの移動速度をV(ｍｍ／分)、ツールへの加圧荷重をL（ｋｇ）、ツールの被処理材との接触面積率（平坦ツールの底面積と平坦ツールの底面積から凹み穴の面積を引いた残りの面積との比率）をR（０＜R＜1）としたとき、12500＜Ｎ×L／ＶＲ＜150000。 Tool rotation speed is N (rpm), Tool movement speed is V (mm / min), Pressurized load to the tool is L (kg), Tool contact area ratio (Flat tool bottom area) 12500 <N × L / VR <150000, where R (0 <R <1) is the ratio between the bottom area of the flat tool and the remaining area obtained by subtracting the area of the recessed hole.
さらに、ツールの直径D(ｍｍ)を考慮すると、プロセス条件が式312500＜Ｎ×Ｌ×D ／ＶＲ＜3750000を満足することが好ましい。 Further, in consideration of the diameter D (mm) of the tool, it is preferable that the process condition satisfies the formula 312500 <N × L × D / VR <3750000.
また別の実施態様において、本発明による摩擦攪拌プロセスをパーライト系球状黒鉛鋳鉄の表面硬化処理に用いる場合、プロセス条件が式11250＜Ｎ×L／ＶＲ＜75000を満足することが好ましい。 In another embodiment, when the friction stir process according to the present invention is used for the surface hardening treatment of pearlitic spheroidal graphite cast iron, it is preferable that the process conditions satisfy the formula 11250 <N × L / VR <75000.
さらに、ツールの直径D(ｍｍ)を考慮すると、プロセス条件が式281250＜Ｎ×Ｌ×D ／ＶＲ＜1875000を満足することが好ましい。 Further, in consideration of the diameter D (mm) of the tool, it is preferable that the process condition satisfies the formula 281250 <N × L × D / VR <1875000.
また別の実施態様において、本発明による摩擦攪拌プロセスをフェライト系片状黒鉛鋳鉄の表面硬化処理に用いる場合、プロセス条件が式45000＜Ｎ×L／ＶＲ＜210000を満足することが好ましい。 In another embodiment, when the friction stir process according to the present invention is used for surface hardening of ferritic flake graphite cast iron, it is preferable that the process conditions satisfy the formula 45000 <N × L / VR <210000.
さらに、ツールの直径D(ｍｍ)を考慮すると、プロセス条件が式1125000＜Ｎ×Ｌ×D ／ＶＲ＜5250000を満足することが好ましい。 Further, in consideration of the diameter D (mm) of the tool, it is preferable that the process condition satisfies the formula 1125000 <N × L × D / VR <5250000.
また別の実施態様において、本発明による摩擦攪拌プロセスをフェライト系球状黒鉛鋳鉄の表面硬化処理に用いる場合、プロセス条件が式30000＜Ｎ×L／ＶＲ＜150000を満足することが好ましい。 In another embodiment, when the friction stir process according to the present invention is used for the surface hardening treatment of ferritic spheroidal graphite cast iron, it is preferable that the process conditions satisfy the formula 30000 <N × L / VR <150000.
さらに、ツールの直径D(ｍｍ)を考慮すると、プロセス条件が式750000＜Ｎ×Ｌ×D ／ＶＲ＜3750000を満足することが好ましい。 Further, in consideration of the diameter D (mm) of the tool, it is preferable that the process condition satisfies the formula 750,000 <N × L × D / VR <3750000.
本発明によれば、ツールの形状が比較的単純なので製作が容易であり、寿命も長く、その上ツールに掛ける比較的少ない荷重で摩擦攪拌プロセスが可能となる。 According to the present invention, since the shape of the tool is relatively simple, the manufacturing is easy, the life is long, and the friction stirring process can be performed with a relatively small load applied to the tool.
本発明による底面に凹み穴を形成した円柱状のツールをたとえばパーライト系片状黒鉛鋳鉄の表面硬化処理に用いた場合、凹φ１０ツールを使用する場合においては、４ｋｇｆ／ｍｍ２以上の加圧力のもとでは、底面が平坦なツールに掛ける荷重を１６％減らしてもそれと同等の硬化層が得られた。また凹φ１５ツールを使用する場合は、６ｋｇｆ／ｍｍ２以上の加圧力のもとでは、底面が平坦なツールに掛ける荷重を３６％減らしてもそれと同等の硬化層が得られた。 When a cylindrical tool having a recessed hole formed on the bottom surface according to the present invention is used for surface hardening treatment of pearlite flake graphite cast iron, for example, when a recessed φ10 tool is used, a pressure of 4 kgf / mm 2 or more is applied. Originally, even if the load applied to the tool having a flat bottom surface was reduced by 16%, a cured layer equivalent to that was obtained. When a concave φ15 tool was used, a hardened layer equivalent to that was obtained even when the load applied to the tool having a flat bottom surface was reduced by 36% under a pressure of 6 kgf / mm 2 or more.
以下、本発明の実施の形態について図面を参照して詳細に説明する。 Hereinafter, embodiments of the present invention will be described in detail with reference to the drawings.
本発明ではツールの形状が被処理材の表面硬化処理に与える影響を調べるべく、以下の実験を行った。
実 験 例 １
供試材料：パーライト系片状黒鉛鋳鉄（FC300）
供試材料は下記の化学分析値および寸法を有する。
In the present invention, the following experiment was conducted in order to investigate the influence of the shape of the tool on the surface hardening treatment of the material to be treated.
Example 1
Test material: Pearlite flake graphite cast iron (FC300)
The test material has the following chemical analysis values and dimensions.
化学分析値（重量％）
C Si Mn P S Mｇ
FC 300 3.02 1.60 0.75 0.07 0.042 −
寸 法（ｍｍ）
長さ 幅 厚さ
１００ ３００ ５
プロセス前の供試材料（FC300）のビッカース硬度は２２０〜２５０HVであり、基地組織はすべてパーライト組織であった。
実 験
FC300を供試材料とし、図４（ａ）に示すような底面中心に円形の凹み穴２ｂを形成した超硬合金製の直径２５ｍｍ、長さ３０ｍｍのツールを用いた。凹み穴２ｂの直径として、図４（ｃ）に示すような１０ｍｍのもの、図４（ｄ）に示すような１５ｍｍのもの、図４（ｅ）に示すような２０ｍｍのものを用い、比較のために図４（ｂ）に示すような底面が平坦なものの４種類を用いた。
Chemical analysis value (wt%)
C Si Mn PS Mg
FC 300 3.02 1.60 0.75 0.07 0.042 −
Dimensions (mm)
Length Width Thickness
100 300 5
The Vickers hardness of the test material (FC300) before the process was 220 to 250 HV, and all the base structures were pearlite structures.
Experiment
A tool made of cemented carbide and having a diameter of 25 mm and a length of 30 mm and having a
ツール２に掛ける荷重はツール底面にかかる圧力が同等になるように設定した。実験条件の一覧を下に示し、この条件でツールの回転速度を１０００ｒｐｍ、ツールの移動速度を１００ｍｍ／分、ツールの前進角を３°として実験を行った。
The load applied to the
ツール形状 底面平坦 底面の凹み穴
凹み穴の直径 − １０ｍｍ １５ｍｍ ２０ｍｍ
底面の表面積(mm2) 490.87 412.33 314.16 176.71
面積比 100% 84% 64% 36%
圧力2kg/mm2 荷重 981kgf 825kgf 628kgf 353kgf
圧力4kg/mm2 荷重 1963 1649 1257 707
圧力6kg/mm2 荷重 2944 2474 1886 1060
圧力8kg/mm2 荷重 3925 3299 2513 1414
圧力10kg/mm2 荷重 4906 4123 3142 1767
圧力12kg/mm2 荷重 − 4948 3770 2121
図５、図６、図７は実験結果を示す。
Tool shape Flat bottom surface Recessed hole diameter of bottom surface -10mm 15mm 20mm
Bottom surface area (mm 2 ) 490.87 412.33 314.16 176.71
Area ratio 100% 84% 64% 36%
Pressure 2kg / mm 2 Load 981kgf 825kgf 628kgf 353kgf
Pressure 4kg / mm 2 load 1963 1649 1257 707
Pressure 6kg / mm 2 load 2944 2474 1886 1060
Pressure 8kg / mm 2 load 3925 3299 2513 1414
Pressure 10kg / mm 2 load 4906 4123 3142 1767
Pressure 12kg / mm 2 load − 4948 3770 2121
5, 6 and 7 show the experimental results.
図５は、底面が平坦なツール（以下平坦ツールと略す）と底面に直径１０mmの円形凹み穴のあるツール（以下凹φ１０ツールと略す）を用いて表面硬化処理をした場合の供試材料の断面の硬度をビッカース硬度で示すカラー硬度分布図、図６は、平坦ツールと底面に直径１５mmの円形凹みのあるツール（以下凹φ１５ツールと略す）を用いた場合の供試材料の断面の硬度をビッカース硬度で示すカラー硬度分布図、図７は、平坦ツールと底面に直径２０mmの円形凹みのあるツール（以下凹φ２０ツールと略す）を用いた場合の供試材料の断面の硬度をビッカース硬度で示すカラー硬度分布図である。 FIG. 5 shows the test materials when the surface hardening treatment is performed using a tool having a flat bottom surface (hereinafter abbreviated as a flat tool) and a tool having a circular recess hole having a diameter of 10 mm on the bottom surface (hereinafter abbreviated as a concave φ10 tool). 6 is a color hardness distribution diagram showing the hardness of the cross section in terms of Vickers hardness. FIG. 6 shows the hardness of the cross section of the test material when using a flat tool and a tool having a circular recess with a diameter of 15 mm on the bottom surface (hereinafter referred to as a concave φ15 tool). 7 is a color hardness distribution diagram showing the Vickers hardness. FIG. 7 shows the hardness of the cross section of the test material when using a flat tool and a tool having a 20 mm diameter circular recess on the bottom surface (hereinafter abbreviated as a φ20 tool). FIG.
このカラー硬度分布図は、ビッカース硬さ試験を広い範囲で行いその値を色分けしたものであり、横軸は試料（供試材料）中心からの距離（ｍｍ）、縦軸は試料（供試材料）の表面からの深さ（ｍｍ）を示している。各図には硬度の指標となるビッカース硬さHVのカラーバーをつけてあるが、このバーは右に行くほど黄色からオレンジ色、さらには赤に近いオレンジ色となり、バーの右端の硬度はビッカース硬度９００である。各図において、試料の表面近くの色とその広がりをこのカラーバーを参照してご覧いただきたい。 This color hardness distribution chart shows the Vickers hardness test over a wide range and color-coded values. The horizontal axis is the distance (mm) from the center of the sample (sample material), and the vertical axis is the sample (sample material). ) From the surface (mm). Each figure has a color bar of Vickers hardness HV, which is an index of hardness, but this bar changes from yellow to orange as it goes to the right, and further orange near red, and the hardness at the right end of the bar is Vickers The hardness is 900. In each figure, please see the color near the surface of the sample and its spread with reference to this color bar.
まず図５を参照すると、ツール圧力が４ｋｇｆ／ｍｍ２以上の条件では、同じ圧力では凹φ１０ツールを用いても平坦ツールと同程度またはそれ以上の硬化層を得ることができることが分かる。 First, referring to FIG. 5, it can be seen that when the tool pressure is 4 kgf / mm 2 or more, a hardened layer of the same level as or more than that of a flat tool can be obtained even if a concave φ10 tool is used at the same pressure.
一方、平坦ツールの圧力１０ｋｇｆ／ｍｍ２と凹φ１０ツールの圧力１２ｋｇｆ／ｍｍ２について比較すると、凹φ１０ツールを用いた方がより深くまで硬化させることができる。しかしながら圧力２ｋｇｆ／ｍｍ２の条件では、どちらのツールを用いても、これまで適正と判断した１ｍｍ以上の硬化層を得ることが出来なかった。 On the other hand, when the pressure of the flat tool is 10 kgf / mm 2 and the pressure of the concave φ10 tool is 12 kgf / mm 2 , the use of the concave φ10 tool can be hardened more deeply. However, under the condition of a pressure of 2 kgf / mm 2 , it was impossible to obtain a cured layer of 1 mm or more that was determined to be appropriate by using either tool.
以上のことから、圧力４ｋｇｆ／ｍｍ２以上の条件であれば、凹φ１０ツールを用いることで平坦ツールと比較してツールに掛ける荷重を１６％減らしても平坦ツールと同程度の硬化層が得られると結論できる。しかし圧力４ｋｇｆ／ｍｍ２以下の条件では凹φ１０ツールを用いても平坦ツールと同等の結果は得られない。 From the above, if the pressure is 4 kgf / mm 2 or more, a hardened layer of the same level as the flat tool can be obtained by using a concave φ10 tool even if the load applied to the tool is reduced by 16% compared to the flat tool. It can be concluded that However, under the condition of a pressure of 4 kgf / mm 2 or less, even if a concave φ10 tool is used, the same result as that of a flat tool cannot be obtained.
次に図６を参照すると、ツール圧力が６ｋｇｆ／ｍｍ２以上の条件では、同じ圧力では凹φ１５ツールを用いても平坦ツールと同程度またはそれ以上の硬化層を得ることができることが分かる。 Next, referring to FIG. 6, it can be seen that when the tool pressure is 6 kgf / mm 2 or more, a hardened layer having the same or higher level as that of the flat tool can be obtained even when the concave φ15 tool is used at the same pressure.
一方、平坦ツールの圧力８ｋｇｆ／ｍｍ２と凹φ１５ツールの圧力１２ｋｇｆ／ｍｍ２について比較すると、凹φ１５ツールを用いた方がより深くまで硬化させることができる。しかしながら圧力４ｋｇｆ／ｍｍ２の条件では、平坦ツールと比較すると、凹φ１５ツールを用いた方が硬化層が浅くなっている。また凹φ１０ツールの場合と同様に、ツール圧力２ｋｇｆ／ｍｍ２の条件では、どちらのツールを用いても、これまで適正と判断した１ｍｍ以上の硬化層を得ることが出来なかった。 On the other hand, when the pressure of the flat tool is 8 kgf / mm 2 and the pressure of the concave φ15 tool is 12 kgf / mm 2 , the use of the concave φ15 tool can be hardened more deeply. However, when the pressure is 4 kgf / mm 2, the hardened layer is shallower when the concave φ15 tool is used compared to the flat tool. Similarly to the case of the concave φ10 tool, under the condition of the tool pressure of 2 kgf / mm 2 , it was impossible to obtain a hardened layer of 1 mm or more that has been determined to be appropriate by using either tool.
凹φ１０ツールでは、ツール圧力４ｋｇｆ／ｍｍ２以上の条件で、平坦ツールと同程度の硬化層を得ることが出来ているため、ツールに掛ける荷重を減らすことのできる条件範囲は狭くなっている。しかし凹φ１５ツールを用いることで減らすことのできる過重は３６％であるため、凹φ１０ツールの１６％よりもその効果は大きい。 With a concave φ10 tool, a hardened layer of the same level as that of a flat tool can be obtained under a tool pressure of 4 kgf / mm 2 or more, so the condition range in which the load applied to the tool can be reduced is narrow. However, since the excess weight that can be reduced by using the concave φ15 tool is 36%, the effect is larger than 16% of the concave φ10 tool.
図７を参照すると、この実験では凹φ２０ツールでは上述した他の直径の凹み穴付きツールと違って、ツール圧力が１２ｋｇｆ／ｍｍ２の条件では適正条件としている１ｍｍ以上の硬化層は得られているものの、ツール圧力が１０ｋｇｆ／ｍｍ２以下の条件では平坦ツールよりも硬化深さはかなり小さくなっており、ツール圧力が２ｋｇｆ／ｍｍ２の条件では硬化層を得ることが出来なかった。この場合はプロセス中に温度が変態点に達していなかったと考えられる。この凹φ２０ツールを用いた場合には、同程度の荷重である平坦ツール圧力４ｋｇｆ／ｍｍ２と凹φ２０ツール圧力１２ｋｇｆ／ｍｍ２の硬度分布を比較しても凹φ２０ツールを用いた方が硬化層の深さは浅い。
Referring to FIG. 7, in this experiment, a hardened layer of 1 mm or more, which is an appropriate condition when the tool pressure is 12 kgf / mm 2 , is obtained with the concave φ20 tool, unlike the above-described tools with recessed holes having a diameter. However, when the tool pressure was 10 kgf / mm 2 or less, the curing depth was considerably smaller than that of the flat tool, and when the tool pressure was 2 kgf / mm 2 , a cured layer could not be obtained. In this case, it is considered that the temperature did not reach the transformation point during the process. When this concave φ20 tool is used, it is harder to use the concave φ20 tool even if the hardness distributions of the
以上のことから、凹φ２０ツールを用いた場合は平坦ツールと同等な効果を得ることは困難である。 From the above, when the concave φ20 tool is used, it is difficult to obtain the same effect as the flat tool.
以上の実験結果を総じて考察するに、凹φ２０ツールを用いた場合は、硬化幅は他のツールを用いた場合と同程度であるものの、硬化深さが不十分となっている。その他のツールを用いた場合は、ツール圧力が４ｋｇｆ／ｍｍ２以上の条件で適正範囲である１ｍｍ以上の硬化層を均一に得ることができた。しかし平坦ツールと比較すると、凹φ１０ツールでは圧力４ｋｇｆ／ｍｍ２以下で、凹φ１５ツールでは圧力６ｋｇｆ／ｍｍ２以下で硬化範囲が狭くなっている。凹み穴径ごとに安定した入熱が得られる条件が異なるが、安定した入熱が得られる条件下では硬化層は基本的には圧力に依存するということが明らかになった。
Considering the above experimental results as a whole, when the concave φ20 tool is used, the curing width is the same as when other tools are used, but the curing depth is insufficient. When other tools were used, a cured layer of 1 mm or more, which is an appropriate range, could be obtained uniformly under the condition that the tool pressure was 4 kgf / mm 2 or more. However, when compared with the flat tool, a
ここでツールの回転速度をN（ｒｐｍ）、ツールの移動速度をV(ｍｍ／分)、ツールへの加圧荷重をL（ｋｇ）、ツールの直径をD(ｍｍ)、ツールの被処理材（供試材料）との接触面積率（平坦ツールの底面積と平坦ツールの底面積から凹み穴の面積を引いた残りの面積との比率）をR（０＜R＜1）とすると、上記実験結果に基づき厚さが１mm以下でも実用に供する硬化層が得られるプロセス条件は、パーライト系片状黒鉛鋳鉄に対しては次の関係式（１）または（２）を満足すればよいとの結論に達した。 Here, the rotation speed of the tool is N (rpm), the movement speed of the tool is V (mm / min), the pressurization load to the tool is L (kg), the tool diameter is D (mm), and the tool material to be processed When the area ratio of contact with the (test material) (ratio of the bottom area of the flat tool and the remaining area obtained by subtracting the area of the recessed hole from the bottom area of the flat tool) is R (0 <R <1), Based on the experimental results, the process conditions under which a hardened layer for practical use can be obtained even if the thickness is 1 mm or less should satisfy the following relational expression (1) or (2) for pearlite flake graphite cast iron: The conclusion has been reached.
1000×5000／400＜Ｎ×Ｌ×D／ＶＲ＜1500×5000／50
つまり12500＜Ｎ×L／ＶＲ＜150000 ・・・ （１）
またツールの直径D(ｍｍ)を考慮すると、
1000×5000×25／400＜Ｎ×Ｌ×D／ＶＲ＜1500×5000×25／50
つまり312500＜Ｎ×Ｌ×D ／ＶＲ＜3750000 ・・・ （２）
以上をまとめると、次のようになる。
（１）ツール底面に凹み穴を設けた凹み穴付きツールを用いることで、低荷重のプロセス条件（つまり、凹φ１０ツールでは平坦ツールの１６％減、凹φ１５ツールでは平坦ツールの３６％減）でも、平坦ツールと同等の硬化層を得ることができる。これは大幅な省エネであり、ロボット等を使用する際に、それに必要とされる剛性が低減される。
（２）ツール圧力が小さ過ぎる場合は、入熱量の不足によりプロセス中に発生したばりがツール下面の凹み穴に進入して完全に流動せず、ばりが凹み穴を塞ぎ、平坦ツールのような働きをしてしまうため、荷重を減らすことはできない。
（３）直径２５mmのツールに対して直径２０ｍｍという凹み割合の大きいツールを用いると、ツールが試料に接触する面積が極端に小さくなり、ツールがあたかも切削工具のような働きをするために平坦ツールと同等の結果は得られない。
1000 × 5000/400 <N × L × D / VR <1500 × 5000/50
That is, 12500 <N × L / VR <150000 (1)
Considering the tool diameter D (mm),
1000 × 5000 × 25/400 <N × L × D / VR <1500 × 5000 × 25/50
That is, 312500 <N × L × D / VR <3750000 (2)
The above is summarized as follows.
(1) By using a tool with a recessed hole in which a recessed hole is provided on the bottom of the tool, a low load process condition (that is, a 16% reduction for a flat tool for a concave φ10 tool and a 36% reduction for a flat tool for a concave φ15 tool) However, a hardened layer equivalent to a flat tool can be obtained. This is a significant energy saving, and the rigidity required for using a robot or the like is reduced.
(2) If the tool pressure is too low, the flash generated during the process due to insufficient heat input will enter the recess hole on the lower surface of the tool and will not flow completely, and the flash will close the recess hole. Since it works, the load cannot be reduced.
(3) If a tool with a large recess ratio of 20 mm in diameter is used for a tool with a diameter of 25 mm, the area where the tool contacts the sample becomes extremely small, and the tool functions as if it were a cutting tool. Equivalent results cannot be obtained.
次に、これらの供給材料ついて、ビッカース試験により約７００HVの硬度が得られた深さ（硬化層の厚さ）のツール圧力依存性および荷重依存性を図８および図９にそれぞれ示した。 Next, for these feed materials, the tool pressure dependency and load dependency of the depth (hardened layer thickness) at which a hardness of about 700 HV was obtained by the Vickers test are shown in FIGS. 8 and 9, respectively.
これらの図から、約７００HVの硬度が得られた深さ（硬化層の厚さ）は、ツール圧力が大きくなるとツール圧力に依存し、ツール圧力が小さくなるとツールに掛ける荷重に依存する傾向があることが分かる。これは、高圧力条件では適切な入熱量を得ることができ、プロセス中の温度が高いためプロセス中に発生したばりが仮にツール下面の凹み穴に進入したとしても、その中で流動するからである。そのため凹み穴を塞ぐことなく本来の凹み穴付きツールが有効に機能し、硬化層は圧力に依存すると考えられる。 From these figures, the depth at which a hardness of about 700 HV is obtained (hardened layer thickness) tends to depend on the tool pressure when the tool pressure increases, and on the load applied to the tool when the tool pressure decreases. I understand that. This is because an appropriate amount of heat input can be obtained under high pressure conditions, and even if a flash generated during the process enters the recessed hole on the lower surface of the tool, it flows in the process because the temperature during the process is high. is there. Therefore, the original tool with a recessed hole functions effectively without blocking the recessed hole, and it is considered that the hardened layer depends on pressure.
一方、低圧力条件では、入熱量の不足により、プロセス中に発生したばりがツール底面の凹み穴に進入した場合には、その中で十分に流動しておらず、ツールの凹み穴を塞ぎ平坦ツールと同様な働きをするため、硬化層は荷重に依存すると考えられる。 On the other hand, under low pressure conditions, if the flash generated during the process enters the recessed hole on the bottom of the tool due to a lack of heat input, it does not flow sufficiently, and the tool's recessed hole is blocked and flattened. The hardened layer is considered to depend on the load because it works in the same way as a tool.
以上の実験ではツール底面に形成する円形凹み穴の直径は１０ｍｍ、１５ｍｍ、２０ｍｍの３例についてのみ例示したが、これらとは異なる径の凹み穴についてもツールに掛ける荷重との関係において好ましい穴径すなわちツールと被処理材との接触面積の減少割合が導き出せると考えられる。また凹み穴は必ずしも円形である必要はない。 In the above experiment, the diameters of the circular recessed holes formed on the bottom surface of the tool are exemplified only for three examples of 10 mm, 15 mm, and 20 mm. However, the preferable hole diameter is also related to the load applied to the tool for the recessed holes having different diameters. That is, it is considered that the reduction ratio of the contact area between the tool and the material to be processed can be derived. Further, the recessed hole is not necessarily circular.
本発明者らは、さらに、上記実験例と同じプロセス条件で、同寸法のフェライト系片状黒鉛鋳鉄、フェライト系球状黒鉛鋳鉄、パーライト系球状黒鉛鋳鉄を供試材料として用いて表面硬化処理の実験を行った（実験例２、３、４）。その結果、厚さが１mm以下でも実用に供する硬化層が得られるプロセス条件はそれぞれの供試材料について関係式（３）〜（８）を満足すればよいとの結論に達した。
実 験 例 ２
供試材料：フェライト系片状黒鉛鋳鉄
1500×3000／100＜Ｎ×Ｌ／ＶＲ＜3500×3000／50
つまり45000＜Ｎ×L／ＶＲ＜210000 ・・・ （３）
またツールの直径D(ｍｍ)を考慮すると、
1500×3000×25／100＜Ｎ×Ｌ×D／ＶＲ＜3500×3000×25／50
つまり1125000＜Ｎ×Ｌ×D ／ＶＲ＜5250000 ・・・（４）
実 験 例 ３
供試材料：フェライト系球状黒鉛鋳鉄
1000×3000／100＜Ｎ×Ｌ／ＶＲ＜1500×5000／50
つまり30000＜Ｎ×L／ＶＲ＜150000 ・・・ （５）
またツールの直径D(ｍｍ)を考慮すると、
1000×3000×25／100＜Ｎ×Ｌ×D／ＶＲ＜1500×5000×25／50
つまり750000＜Ｎ×Ｌ×D ／ＶＲ＜3750000 ・・・ （６）
実 験 例 ４
供試材料：パーライト系球状黒鉛鋳鉄
900×5000／400＜Ｎ×Ｌ／ＶＲ＜1500×5000／100
つまり11250＜Ｎ×L／ＶＲ＜75000 ・・・ （７）
またツールの直径D(ｍｍ)を考慮すると、
900×5000×25／400＜Ｎ×Ｌ×D／ＶＲ＜1500×5000×25／100
つまり281250＜Ｎ×Ｌ×D ／ＶＲ＜1875000 ・・ （８）
以上は摩擦攪拌プロセスを用いてフェライト系およびパーライト系の片状および球状黒鉛鋳鉄の表面硬化処理をする場合を例示してツールの様々な形状、つまりツールの底面に異なる直径の凹み穴を形成したツールを用いた例につき説明したが、本発明はさらに他の鋳鉄材、鋼鉄材、合金材、複合材、異材接合材などの接合についてもまた表面処理についても適用し、さらにツールの底面に設ける凹み穴の径や形状を変えても同様な結果が得られることは当業者であれば容易に考えられる。
The present inventors further conducted a surface hardening treatment experiment using the same size ferrite-type flake graphite cast iron, ferrite-type spheroidal graphite cast iron, and pearlite-type spheroidal graphite cast iron as test materials under the same process conditions as in the above experimental example. (Experimental Examples 2, 3, 4). As a result, it was concluded that the process conditions for obtaining a hardened layer for practical use even when the thickness was 1 mm or less should satisfy the relational expressions (3) to (8) for each test material.
Example 2
Test material: Ferrite-type flake graphite cast iron
1500 × 3000/100 <N × L / VR <3500 × 3000/50
That is, 45000 <N × L / VR <210000 (3)
Considering the tool diameter D (mm),
1500 × 3000 × 25/100 <N × L × D / VR <3500 × 3000 × 25/50
That is, 1125000 <N × L × D / VR <5250000 (4)
Experiment Example 3
Test material: Ferrite-based spheroidal graphite cast iron
1000 × 3000/100 <N × L / VR <1500 × 5000/50
That is, 30000 <N × L / VR <150000 (5)
Considering the tool diameter D (mm),
1000 × 3000 × 25/100 <N × L × D / VR <1500 × 5000 × 25/50
That is, 750,000 <N × L × D / VR <3750000 (6)
Experiment Example 4
Test material: Perlite type spheroidal graphite cast iron
900 × 5000/400 <N × L / VR <1500 × 5000/100
That is, 11250 <N × L / VR <75000 (7)
Considering the tool diameter D (mm),
900 × 5000 × 25/400 <N × L × D / VR <1500 × 5000 × 25/100
That is, 281250 <N × L × D / VR <1875000 (8)
The above is an example of surface hardening treatment of ferrite-type and pearlite-type flake and spheroidal graphite cast iron using a friction stir process, and various shapes of tools, that is, dent holes with different diameters were formed on the bottom of the tool Although an example using a tool has been described, the present invention is also applied to bonding of other cast iron materials, steel materials, alloy materials, composite materials, dissimilar materials, and surface treatments, and is provided on the bottom surface of the tool. A person skilled in the art can easily think that the same result can be obtained even if the diameter and shape of the recess hole are changed.
本発明はによるツールは、鋳鉄材、鋼鉄材、合金材、複合材、異材接合材などの接合または表面処理に用いられる摩擦攪拌プロセスで用いられる。 The tool according to the present invention is used in a friction stir process used for joining or surface treatment of cast iron materials, steel materials, alloy materials, composite materials, dissimilar materials, and the like.
１ 被処理材
２ ツール
２１ プローブ
２ａ ショルダ
２ｂ 凹み穴
３ 加圧・回転・移動装置
４ 処理部
５ 深さ部
DESCRIPTION OF SYMBOLS 1
Claims (11)
ツールの底面に形成する凹み穴の面積は、ツールの回転速度をN（ｒｐｍ）、ツールの移動速度をV(ｍｍ／分)、ツールへの加圧荷重をL（ｋｇ）、ツールの試料との接触面積率（平坦ツールの底面積と平坦ツールの底面積から凹み穴の面積を引いた残りの面積との比率）をR（０＜R＜1）としたとき、表面硬化処理される被処理材がパーライト系片状黒鉛鋳鉄である場合は、下記の式を満足するRの値に基いて決定されることを特徴とするツール。
12500＜Ｎ×L／ＶＲ＜150000 Form a recess in the bottom of the tool used for the friction stir process ,
The area of the recessed hole formed on the bottom of the tool is the tool rotation speed N (rpm), the tool movement speed V (mm / min), the pressure load on the tool L (kg), the tool sample When the contact area ratio (ratio of the bottom area of the flat tool and the remaining area of the flat tool minus the area of the recessed hole) is R (0 <R <1), When the treatment material is pearlite flake graphite cast iron, the tool is determined based on the value of R that satisfies the following formula.
12500 <N × L / VR <150000
表面硬化処理される被処理材がパーライト系片状黒鉛鋳鉄である場合のプロセス条件が下記の式を満足することを特徴とする摩擦攪拌プロセス。 A friction stir process characterized in that the process condition when the material to be surface-treated is pearlite flake graphite cast iron satisfies the following formula.
ツールの回転速度をN（ｒｐｍ）、ツールの移動速度をV(ｍｍ／分)、ツールへの加圧荷重をL（ｋｇ）、ツールの試料との接触面積率（平坦ツールの底面積と平坦ツールの底面積から凹み穴の面積を引いた残りの面積との比率）をR（０＜R＜1）とすると、 The rotation speed of the tool is N (rpm), the moving speed of the tool is V (mm / min), the load applied to the tool is L (kg), the contact area ratio of the tool with the sample (the bottom area and flatness of the flat tool If the ratio of the bottom area of the tool minus the area of the recessed hole and the remaining area) is R (0 <R <1),
12500＜Ｎ×L／ＶＲ＜150000 12500 <N × L / VR <150000
312500＜Ｎ×Ｌ×D ／ＶＲ＜3750000 312500 <N × L × D / VR <3750000
表面硬化処理される被処理材がパーライト系球状黒鉛鋳鉄である場合のプロセス条件が下記の式を満足することを特徴とする摩擦攪拌プロセス。 A friction stir process characterized in that the process condition when the material to be surface-treated is pearlite-type spheroidal graphite cast iron satisfies the following formula.
ツールの回転速度をN（ｒｐｍ）、ツールの移動速度をV(ｍｍ／分)、ツールへの加圧荷重をL（ｋｇ）、ツールの試料との接触面積率（平坦ツールの底面積と平坦ツールの底面積から凹み穴の面積を引いた残りの面積との比率）をR（０＜R＜1）とすると、 The rotation speed of the tool is N (rpm), the moving speed of the tool is V (mm / min), the load applied to the tool is L (kg), the contact area ratio of the tool with the sample (the bottom area and flatness of the flat tool If the ratio of the bottom area of the tool minus the area of the recessed hole and the remaining area) is R (0 <R <1),
11250＜Ｎ×L／ＶＲ＜75000 11250 <N × L / VR <75000
281250＜Ｎ×Ｌ×D／ＶＲ＜1875000 281250 <N × L × D / VR <1875000
表面硬化処理される被処理材がフェライト系片状黒鉛鋳鉄である場合のプロセス条件が下記の式を満足することを特徴とする摩擦攪拌プロセス。 A friction stir process characterized in that process conditions when the material to be surface-treated is ferritic flake graphite cast iron satisfy the following formula.
ツールの回転速度をN（ｒｐｍ）、ツールの移動速度をV(ｍｍ／分)、ツールへの加圧荷重をL（ｋｇ）、ツールの試料との接触面積率（平坦ツールの底面積と平坦ツールの底面積から凹み穴の面積を引いた残りの面積との比率）をR（０＜R＜1）とすると、 The rotation speed of the tool is N (rpm), the moving speed of the tool is V (mm / min), the load applied to the tool is L (kg), the contact area ratio of the tool with the sample (the bottom area and flatness of the flat tool If the ratio of the bottom area of the tool minus the area of the recessed hole and the remaining area) is R (0 <R <1),
45000＜Ｎ×L／ＶＲ＜210000 45000 <N × L / VR <210000
1125000＜Ｎ×Ｌ×D／ＶＲ＜5250000 1125000 <N × L × D / VR <5250000
表面硬化処理される被処理材がフェライト系球状黒鉛鋳鉄である場合のプロセス条件が下記の式を満足することを特徴とする摩擦攪拌プロセス。 A friction stir process characterized in that the process condition when the material to be surface-treated is ferritic spheroidal graphite cast iron satisfies the following formula.
ツールの回転速度をN（ｒｐｍ）、ツールの移動速度をV(ｍｍ／分)、ツールへの加圧荷重をL（ｋｇ）、ツールの試料との接触面積率（平坦ツールの底面積と平坦ツールの底面積から凹み穴の面積を引いた残りの面積との比率）をR（０＜R＜1）とすると、 The rotation speed of the tool is N (rpm), the moving speed of the tool is V (mm / min), the load applied to the tool is L (kg), the contact area ratio of the tool with the sample (the bottom area and flatness of the flat tool If the ratio of the bottom area of the tool minus the area of the recessed hole and the remaining area) is R (0 <R <1),
30000＜Ｎ×L／ＶＲ＜150000 30000 <N × L / VR <150000
750000＜Ｎ×Ｌ×D／ＶＲ＜3750000 750000 <N × L × D / VR <3750000
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