JP4133094B2

JP4133094B2 - Joining method of metal materials using high-density energy beam heat source

Info

Publication number: JP4133094B2
Application number: JP2002228722A
Authority: JP
Inventors: 嘉彦横山; 信行阿部
Original assignee: YKK Corp
Current assignee: YKK Corp
Priority date: 2002-08-06
Filing date: 2002-08-06
Publication date: 2008-08-13
Anticipated expiration: 2022-08-06
Also published as: JP2004066294A

Description

【０００１】
【発明の属する技術分野】
本発明は、非平衡相（アモルファス相やナノ結晶相を含む過飽和固溶体相或いはこれらの混相）からなる金属ガラス（非晶質合金）やナノ結晶合金などの合金材料を脆化させずに接合できる高エネルギービーム接合方法に関する。本発明の方法は、特に金属ガラスを用いた工業製品の作製において有効な接合手法である。
【０００２】
【従来の技術】
一般に、金属ガラス（非晶質合金）やナノ結晶合金は、高強度・高靭性であり、軟磁気特性、硬磁気特性などの有益な機能性を有する。しかしながら、金属ガラスやナノ結晶材料は加熱に伴い構造緩和や結晶化を起こして脆化するため、組織変化のない接合を行なうためには、通常、１００Ｋ／ｓ以上の臨界冷却速度を必要とする。そのため、従来の溶接方法では組織変化のない健全な接合部は得られない。また、このような材料に対応した溶接方法の確立についても行なわれていない。
また、従来、金属ガラスやナノ結晶合金の接合法としては、超音波接合が有望であると考えられていた。しかしながら、超音波接合方法は、生産性や接合力のムラ等の点において問題がある。
【０００３】
【発明が解決しようとする課題】
本発明は、前記したような事情に鑑み、大きな臨界冷却速度を必要とする金属ガラスやナノ結晶材料の溶接方法の確立を目指してなされたものであり、このような材料の接合界面（溶融域やその近傍）において大きな冷却速度を可能にするための高密度エネルギービームを小さく絞って高速溶接できる、信頼性の高い高密度エネルギービーム熱源を利用した接合方法を提供することを目的としている。
【０００４】
【課題を解決するための手段】
前記目的を達成するために、本発明によれば、電子ビーム、レーザーなどの高密度エネルギービーム熱源を用いた非平衡相（アモルファス相、ナノ結晶相を含む過飽和固溶体相或いはこれらの混相）からなる合金材料の接合方法であって、ビーム照射部の移動速度をＶ_W［ｍｍ／ｓ］、加速電圧をＶ_a［ｋＶ］、ビーム電流をＩ_b［ｍＡ］とすると、Ｖ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）≧０．０２８の条件で接合を行なうことを特徴とする金属材料の接合方法が提供される。
好適な態様においては、Ｖ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）≧０．０３５の条件で接合を行ない、或いはまた、接合する合金材料の接合部近傍を、冷やし金、水冷、Ｈｅガスを含む空冷などを利用して強制的に冷却ながら接合を行なう。
【０００５】
【発明の実施の形態】
前記のように、本発明の非平衡相（アモルファス相、ナノ結晶相を含む過飽和固溶体相或いはこれらの混相）からなる合金材料の接合方法は、電子ビーム、レーザーなどの高密度エネルギービーム熱源を用いた接合方法であって、ビーム照射部の移動速度をＶ_W［ｍｍ／ｓ］、加速電圧をＶ_a［ｋＶ］、ビーム電流をＩ_b［ｍＡ］とすると、Ｖ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）≧０．０２８の条件で接合を行なうことを特徴としている。
以下、この接合条件について説明する前に、電子ビーム溶接法を例に挙げて概略的に説明する。
【０００６】
電子ビーム溶接している試料の断面模式図を図１に示す。図１において（Ａ）は平面図、（Ｂ）は断面図を示しており、図中、符号１は被接合材（金属ガラス（非晶質合金）やナノ結晶合金）、２は電子ビーム、３はビーム孔、４は溶融域、５は過冷却液体域（ＨＡＺ部）を表わしている。
電子ビームの大きな特徴は、このビーム孔３にある。このビーム孔３を形成することで、肉厚の板材でも溶融域の幅を小さくして一瞬に溶解することができる。また、電子ビームはレーザーに比較してビーム媒体である電子は質量が存在し（９．１１×１０^-28ｇ／個、光子に質量はない）、ビームに大きな慣性力（貫徹力）を伴なう特徴がある。さらに、電子ビーム溶接は、ビームの安定性を確保するために高真空下で行なうため、溶融部からの金属蒸気発生によるビームの散乱を抑えることができ、安定したビーム出力と照射領域を維持することができる。尚、レーザーにて溶接を行なう場合は、真空下にて行なうことが安定した溶接部を得るためには必要である。
【０００７】
前記したように、金属ガラス（非晶質合金）やナノ結晶合金の組織変化のない接合を行なうためには、通常、１００Ｋ／ｓ以上の臨界冷却速度を必要とすると考えられていたが、一律に一定冷却速度以上で溶接を行なった場合、各組成の合金毎に良く制御された様式で、組織変化のない信頼性の高い接合は行ない難い。本発明者らは、このような問題について鋭意研究の結果、溶接条件に応じて所要の臨界冷却速度は変化し、その臨界冷却速度の変化を前記したＶ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）（但し、Ｖ_Wはビーム照射部の移動速度［ｍｍ／ｓ］、Ｖ_aは加速電圧［ｋＶ］、Ｉ_bはビーム電流［ｍＡ］である）によって各組成の合金毎に良く制御でき、かつ、その臨界域がＶ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）＝０．０２８にあり、Ｖ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）≧０．０２８の条件で接合を行なえば、接合する材料の組織構造を維持した接合を行なうことができる（接合部、非接合部が同組織構造）ことを見出し、本発明を完成するに至ったものである。
【０００８】
なお、このように接合する材料の組織構造を維持した接合を行なうことができる臨界域は、Ｖ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）が０．０２８近傍の値になるところにあるため、この条件或いはその近傍で高密度エネルギービーム溶接を行なう場合には、少し結晶化を生じてしまい易いため、接合する合金材料の接合部近傍を、冷やし金、水冷、Ｈｅガスを含む空冷などを利用して強制的に冷却ながら接合を行ない、冷却速度を上げるように工夫することが好ましい。これによって、エネルギー照射による結晶の成長を抑制し、組織構造の維持が行なえる。好適な態様においては、Ｖ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）≧０．０３５の条件で接合を行なう。このような条件に設定した場合、強制冷却を行なわなくとも組織構造の維持が行なえる。
【０００９】
上記条件は、冷却速度の考察と実際の溶接条件での試験結果の検討を元に導かれたものである。以下、その理論的考察について概略的に説明し、その後、実験結果を元に具体的に説明する。
まず、高密度エネルギービーム溶接における溶融域やその近傍における冷却速度Ｒは、ダニエルローゼンタール（Daniel Rosenthal）“Ｗｅｌｄ．Ｊ．”、２０（１９４１）、ｐｐ２２０−２３４によって計算で求められており、下記式（１）で表わされる。
【数１】

ここで、ｋ、ｎは係数であり、Ｔは溶接ボンド付近の温度［Ｋ］、Ｔ₀は溶接前の被接合材の温度［Ｋ］である。
薄板溶接の場合、ｎ＝３であり、係数ｋは下記式（２）で表わされる。
【００１０】
【数２】

ここで、κは板材の熱伝導率［Ｊ・ｓ^-1・ｍ^-1・Ｋ^-1］、Ｖ_Wは溶接速度（ビーム照射部の移動速度）［ｍ／ｓ］、ｑは単位時間に熱源から板材に流入する熱量［Ｗ］、ρは板材の密度［ｇ／ｃｍ³］、ｃは板材の比熱［Ｊ・ｍｏｌ^-1・Ｋ^-1］、ｔは板厚［ｍｍ］である。
【００１１】
上記κ、ρ、ｃ及びｔは被接合材に固有の値であるから、上記式（１）及び式（２）から、臨界冷却速度Ｒ_Cに影響を及ぼす変動因子はＶ_W／ｑであることがわかる。電子ビームなどの高密度エネルギービームの場合、真空中で行なうために金属蒸気等による散乱が無く、ビームのエネルギーは１００％溶接部分に与えられると考えられるので、熱量ｑは加速電圧Ｖ_a［ｋＶ］とビーム電流Ｉ_b［ｍＡ］の積となる。従って、上記変動因子はＶ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）となり、本発明の接合方法では、用いる合金の臨界冷却速度に影響を及ぼす溶接条件を規定していることになり、被接合材の組成が異なっても普遍的に適用できることがわかる。
【００１２】
【実施例】
以下、実施例を示して、本発明の前記条件の設定について具体的に説明する。圧搾鋳造法を用いて作製したＺｒ₅₀Ｃｕ₃₀Ｎｉ₁₀Ａｌ₁₀金属ガラス合金について、幾つかの条件（加速電圧は７０ｋＶに設定）で電子ビーム溶接を行ない、得れた接合組織の組織観察は走査電子顕微鏡（ＳＥＭ）を用い、また相の同定は微小Ｘ線回折装置を用いて行なった。
Ｚｒ₅₀Ｃｕ₃₀Ｎｉ₁₀Ａｌ₁₀金属ガラス合金において、溶接速度とビーム電流の関係、及び得られた接合部分の組織、接合強度の結果をまとめると、下記表１のとおりである。
【表１】

【００１３】
上記表１において、Ｒ_TmとＲ_Tnは、それぞれ接合部の融点温度（１１４０Ｋ）及びＣＣＴ（連続冷却変態）曲線のノーズ温度（１０３０Ｋ、結晶が最も晶出し易い温度)における冷却速度を示し、下記式（３）により計算された値である。
【数３】

なお、上記式（３）は、前記式（２）において、板材の熱伝導率κを７．２３×１０^-3×Ｔ［Ｊ・ｓ^-1・ｍ^-1・Ｋ^-1］、板材の初期温度Ｔ₀を３００［Ｋ］、板材の密度ρを６．８５［ｇ／ｃｍ³］、板材の比熱ｃを１０［Ｊ・ｍｏｌ^-1・Ｋ^-1］、板厚ｔを２ｍｍ、加速電圧Ｖ_aを７０［ｋＶ］として計算したものである。
【００１４】
図２に、固液界面の温度勾配Ｇと溶接速度Ｖ_Wによって整理した鋳造組織図を示す。なお、図２に示す臨界冷却速度Ｒ_Cの曲線は実験に基づいた結果であり、冷却速度を計測してその時点での組織をチェックして作成したものである。この鋳造組織図から、同一組成の金属ガラスでも、接合する材料の組織構造を維持した接合を行なうことができる臨界冷却速度Ｒ_Cは、直線（例えば１００Ｋ／ｓ）ではなく、曲線状にあり、温度勾配Ｇと溶接速度Ｖ_Wによって変化することがわかる。また、前記表１に示す結果から、臨界域はＶ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）の値が０．０２８近傍にあることがわかる。また、本合金の臨界冷却速度はおよそ１００Ｋ／ｓと考えられるので、表１及び図２に示される結果からは、強制冷却を行なわなくとも組織構造を維持して接合を行なえるようにするためには、条件３及び４の条件、即ち、Ｖ_W＝２００ｍｍ／ｓ以上、Ｉ_b＝７０ｍＡ以上、従ってＶ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）≧０．０４の条件で溶接を行なうことが最も好ましいと判断される。
【００１５】
なお、本発明の接合方法においては、Ｖ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）≧０．０２８を満足する溶接条件であれば特にその上限は規定されないが、良好な接合を行なうためには溶接速度Ｖ_Wやビーム電流Ｉ_bに自ずから実用的な範囲があるので、Ｖ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）≦５程度が適当である。
なお、先に規定した臨界冷却速度を容易に得られるようにするためには、高密度のエネルギービームを直径１ｍｍ以下に絞り、溶接速度を２００ｍｍ／ｓ以上にして溶接する高速溶接方法とすることが好ましい。また、ビーム電流（Ｉｂ）は１〜１２０ｍＡ、溶接速度（ビーム照射部の移動速度Ｖ_W）は１６．７〜３３３ｍｍ／ｓ程度が適当である。
【００１６】
また、本合金の未溶接試験片の引張強さは約１．５ＧＰａであり、溶接後にもほぼ同等の値を示した。なお、若干の引張強度の低下は観察されたが、ビードを残したままの試験片であるため、そのビード形状からなる形状係数による応力集中が考えられ、接合強度の実験誤差の範囲内であることがわかる。
また、前記表１の条件１〜４の冷却曲線とＺｒ₅₀Ｃｕ₃₀Ｎｉ₁₀Ａｌ₁₀金属ガラス合金のＣＣＴ（連続冷却変態）曲線の関係を示す図においても、条件３と４はＣＣＴ曲線のノーズ部に冷却曲線が接しておらず、結晶の生成が見られないことが確認された。すなわち、真空雰囲気条件における溶接は熱量ｑの計算が容易で、高密度エネルギービームの持つエネルギーが全て試料に与えられるとした計算と実験結果が良く一致した。この冷却速度の計算と被接合材のＣＣＴ図を用いることで、溶融部近傍における健全な接合の可否を判断することができる。
【００１７】
さらに、接合部分に発生した第二相は光学顕微鏡でも容易に観察することができる。しかしながら、組織に見えない部分でも脆化が生じていると接合の信頼性を得ることができない。そこで、脆化の度合いを調べる目的で破面の観察を行なった。一般に、金属ガラス板の引張破面は剪断によって破断した対を形成しており、表面を脈状組織で覆われた延性破面を形成している。これが、脆化した試験片では引張破面は主応力に対して鉛直な面で構成され、表面も粒状脆性組織で覆われていることが多い。前記表１の条件１と３の引張試験破面の観察結果を対比すると、条件３では破面は剪断破壊で形成されており、主応力に対してほぼ４５度の角度を持った面によって形成されていた。また、破面には良く発達した脈状組織が幾つも見られ、延性的な破壊によることを示していた。しかし、条件１の溶接条件では、引張破面は主応力によって形成された脆性的なものであり、その表面も粒状の結晶粒子が幾つも見られ、材質的に脆化していたことが分かる。熱影響部の結晶化や構造緩和はその生成を抑制することが難しく、完全な接合組織を求めていては生産性を阻害することにもなりかねない。しかし、本実施例の条件３では脆性的な破壊は一切見られず、充分な延性と強度を併せ持つ接合部を得る条件が確立していることがわかる。
【００１８】
本発明の接合材料は、非平衡相（アモルファス相やナノ結晶相を含む過飽和固溶体相或いはこれらの混相）からなる金属ガラス（非晶質合金）やナノ結晶合金などの合金材料であれば特に限定されることなく適用できるが、金属ガラス、特に下記一般式で示される組成を有する金属ガラスに好適に適用できる。
一般式：Ｍ ^１ _ａＭ ^２ _ｂ
但し、Ｍ^１はＺｒ及びＨｆから選ばれる１種又は２種の元素、Ｍ^２はＮｉ、Ｃｕ、Ｆｅ、Ｃｏ、Ｍｎ、Ｎｂ、Ｔｉ、Ｖ、Ｃｒ、Ｚｎ、Ａｌ及びＧａよりなる群から選ばれる少なくとも１種の元素を表わし、ａ及びｂはそれぞれ原子％で、２５≦ａ≦８５、１５≦ｂ≦７５であり、Ｍ ^１が２種の元素、Ｍ ^２が２種以上の元素からなる場合には、ａ及びｂはそれぞれそれらの合計量を表わす。
【００１９】
図２に示す結果は、被接合材である非平衡相（アモルファス相やナノ結晶相を含む過飽和固溶体相或いはこれらの混相）からなる金属ガラス（非晶質合金）やナノ結晶合金などの合金材料に特有の性質であるために、ＣＣＴ曲線のみを判断基準にしてこの合金の機能性や有用性を損なうことなく操作することは難しい。そこで、本発明の接合方法の好適な態様においては、通常の接合では困難であるＣＣＴ曲線のノーズが短時間側（１０秒未満）にある被接合材の溶接を可能にし、また前記条件Ｖ_W／（Ｖ_a×Ｉ_b）≧０．０２８を容易に達成し得るようにするために、冷却曲線を操作するための以下のような種々の工夫を行なうことができる。
【００２０】
冷やし金の使用：
溶接時に生じる溶融部から生地への熱伝達を迅速に行なうために、図３に示すように被接合材１の溶接部近傍の生地部分に冷やし金６を設置する。このような冷やし金６を用いることにより、熱影響部の領域を小さくすると共に、脆化温度域まで加熱される領域を薄くすることができ、接合部分の機械的性質を損なうことなく高エネルギービーム溶接が可能である。なお、符号７は放熱部材を兼ねている冷やし金設置用の治具であり、これは熱伝導率の高い材料から構成したり、あるいは冷却水や冷媒ガス等を通す配管とすることもできる。
【００２１】
溶融圧接：
高エネルギービームの高出力と高操作性を利用して、対をなす接合面のみを瞬時に加熱して一瞬で圧接・加圧・冷却を可能にする溶融圧接を行なうことができる。本方法は、突合せ溶接よりも溶融部分を小さくすることができ、しかも高圧で押し付けることによって、溶融部分にブローホールや引巣といった溶接欠陥を生じることなく健全な溶接が可能である。従って、溶融圧接はゴルフクラブのように大きな力とたわみを生じる部位に適しており、高強度、高靭性を要求される接合部に好適に用いることができる。
【００２２】
高エネルギービーム操作法：
高エネルギービーム溶接は、被接合材に与える熱影響を低減できる代わりに、溶融部分を極端に小さくし、ビームを突き合わせ部に照射することが難しい場合が多い。しかし、溶融帯の幅を大きくすれば熱影響の問題が生じる。そこで、図４に示すように、（Ａ）に示すサイン波、（Ｂ）に示す三角波等のようにビームの位相を少しずつずらしながら、突き合わせ部を縫うように走査させることで、熱影響を受けることなく溶融帯の幅を大きくすることができる。
【００２３】
【発明の効果】
以上のように、本発明の非平衡相（アモルファス相、ナノ結晶相を含む過飽和固溶体相或いはこれらの混相）からなる合金材料の接合方法は、前記した特定の条件で接合を行なうことを特徴としているため、接合する材料の組織構造を維持した接合を行なうことができると共に、電子ビーム、レーザーなどの高密度エネルギービーム熱源を用いた接合方法であるため以下のような利点を有する。
（１）高密度エネルギービームを用いることで、脆化する温度域を速やかに通り抜け、接合界面に相当する極一部分だけを溶融あるいは軟化させることによって迅速な接合が可能となる。
（２）突き合わせ等の溶接においては、高エネルギービームを直径１ｍｍ以下の微小領域に絞り、高速度で溶接することによって、被接合材に与える単位時間当りの熱量を極端に小さくすることが可能であり、熱影響部分を機械的性質の低下が無視できるほど薄い領域にすることができる。
（３）被接合材を冷やし金、水冷又はＨｅ等の雰囲気冷却することによって、肉厚の被接合材においても溶融部、熱影響部の冷却速度を上昇させ、急速加熱と急速冷却を可能にし、接合部の脆化を招かない高エネルギービーム溶接ができる。
（４）高エネルギービームの高い走査性を利用して、被接合材の接合表面だけを溶解して圧接する高エネルギービーム溶融圧接法により信頼性の高い接合ができる。
（５）突き合わせ溶接部等の溶接方法において、溶融部が小さいためにサイン波あるいは三角波形状に高密度エネルギービームを揺らすことによって接合部を縫うように繰り返し溶接することができ、熱影響部を少なくしつつ、溶融部分を大きく取ることができる。
また、アモルファス合金やナノ結晶合金の接合法としての高密度エネルギービームによる接合は、生産性を上げることができると共に、加熱圧接等への応用も可能であり、応用範囲を飛躍的に広げることが可能となる。
【図面の簡単な説明】
【図１】電子ビーム溶接している試料の断面模式図であり、（Ａ）は平面図、（Ｂ）は断面図を示している。
【図２】固液界面の温度勾配Ｇと溶接速度Ｖ_Wによって整理した鋳造組織図である。
【図３】被接合材の溶接部近傍の生地部分に冷やし金を設置して溶接する方法を示す概略斜視図である。
【図４】本発明の接合方法の他の態様の説明図であり、ビームの位相を少しずつずらしながら、突き合わせ部を縫うように走査して接合する態様を示しており、（Ａ）はサイン波、（Ｂ）は三角波の走査状態を示している。
【符号の説明】
１被接合材（金属ガラス（非晶質合金）やナノ結晶合金）
２電子ビーム
３ビーム孔
４溶融域
５過冷却液体域（ＨＡＺ部）
６冷やし金[0001]
BACKGROUND OF THE INVENTION
The present invention can join an alloy material such as a metallic glass (amorphous alloy) or a nanocrystalline alloy made of a non-equilibrium phase (a supersaturated solid solution phase including an amorphous phase or a nanocrystalline phase or a mixed phase thereof) without embrittlement. The present invention relates to a high energy beam bonding method. The method of the present invention is an effective joining technique particularly in the production of industrial products using metallic glass.
[0002]
[Prior art]
In general, metallic glass (amorphous alloy) and nanocrystalline alloy have high strength and high toughness, and have useful functionality such as soft magnetic properties and hard magnetic properties. However, since metallic glass and nanocrystalline materials undergo structural relaxation and crystallization due to heating and become brittle, a critical cooling rate of 100 K / s or more is usually required in order to perform bonding without structural change. . For this reason, the conventional welding method cannot obtain a sound joint having no structural change. Moreover, establishment of the welding method corresponding to such a material is not performed.
Conventionally, ultrasonic bonding has been considered promising as a bonding method for metallic glass and nanocrystalline alloys. However, the ultrasonic bonding method has a problem in terms of productivity and uneven bonding force.
[0003]
[Problems to be solved by the invention]
In view of the circumstances as described above, the present invention has been made with the aim of establishing a welding method for metallic glass and nanocrystalline materials that require a large critical cooling rate. It is an object of the present invention to provide a bonding method using a highly reliable high-density energy beam heat source capable of performing high-speed welding by narrowing a high-density energy beam to enable a large cooling rate in the vicinity thereof.
[0004]
[Means for Solving the Problems]
In order to achieve the above object, according to the present invention, a non-equilibrium phase (a supersaturated solid solution phase including an amorphous phase, a nanocrystalline phase, or a mixed phase thereof) using a high-density energy beam heat source such as an electron beam or a laser is used. a method of bonding alloy material, the moving speed of the beam irradiation unit V _W [mm / s], the acceleration voltage V _a [kV], the beam current when the _{_{I b [mA], V W}} / (V a There is provided a method for joining metal materials, characterized in that joining is performed under the condition of × I _b ) ≧ 0.028.
In a preferred embodiment, bonding is performed under the condition of V _W / (V _a × I _b ) ≧ 0.035, or alternatively, the vicinity of the bonded portion of the alloy material to be bonded is cooled by cooling metal, water cooling, or air containing He gas. For example, bonding is performed while forcibly cooling.
[0005]
DETAILED DESCRIPTION OF THE INVENTION
As described above, the bonding method of the alloy material comprising the nonequilibrium phase (amorphous phase, supersaturated solid solution phase including nanocrystalline phase, or mixed phase thereof) of the present invention uses a high-density energy beam heat source such as an electron beam or a laser. V _w / (V _a × I) where V _w [mm / s] is the moving speed of the beam irradiation unit, V _a [kV] is the acceleration voltage, and I _b [mA] is the beam current. _b ) It is characterized in that bonding is performed under the condition of ≧ 0.028.
Hereinafter, before explaining the joining conditions, an electron beam welding method will be schematically described as an example.
[0006]
A schematic cross-sectional view of a sample subjected to electron beam welding is shown in FIG. 1A is a plan view, and FIG. 1B is a cross-sectional view. In FIG. 1, reference numeral 1 is a material to be joined (metal glass (amorphous alloy) or nanocrystalline alloy), 2 is an electron beam, 3 represents a beam hole, 4 represents a melting region, and 5 represents a supercooled liquid region (HAZ portion).
A major feature of the electron beam is the beam hole 3. By forming the beam hole 3, even a thick plate material can be melted instantly by reducing the width of the melting region. In addition, the electron beam, which is a beam medium, has a mass (9.11 × 10 ⁻²⁸ g / piece, the photon has no mass) compared to a laser, and the beam has a large inertial force (penetration force). There is a characteristic. Furthermore, since electron beam welding is performed under a high vacuum in order to ensure the stability of the beam, it is possible to suppress the scattering of the beam due to the generation of metal vapor from the melted portion, and maintain a stable beam output and irradiation region. be able to. In addition, when welding with a laser, it is necessary in order to obtain the stable welding part to perform under a vacuum.
[0007]
As described above, in order to perform bonding without changing the structure of a metallic glass (amorphous alloy) or a nanocrystalline alloy, it was generally considered that a critical cooling rate of 100 K / s or more is required. When welding is performed at a constant cooling rate or higher, it is difficult to perform highly reliable joining without structural change in a well-controlled manner for each alloy of each composition. As a result of intensive studies on such problems, the present inventors have changed the required critical cooling rate in accordance with the welding conditions, and the change in the critical cooling rate is described above as V _W / (V _a × I _b ) ( However, V _W can be well controlled for each alloy of each composition by the moving speed [mm / s] of the beam irradiation part, V _a is the acceleration voltage [kV], and I _b is the beam current [mA], and If the critical region is V _W / (V _a × I _b ) = 0.028 and bonding is performed under the condition of V _W / (V _a × I _b ) ≧ 0.028, the microstructure of the material to be bonded can be obtained. The inventors have found that the maintained joining can be performed (the joined portion and the non-joined portion have the same structure), and the present invention has been completed.
[0008]
In addition, since the critical region where the structure of the materials to be joined can be maintained while V _W / (V _a × I _b ) is a value in the vicinity of 0.028, this condition is satisfied. Alternatively, when high density energy beam welding is performed in the vicinity, crystallization is likely to occur a little, so that the vicinity of the joint portion of the alloy material to be joined is cooled by using cooling metal, water cooling, air cooling containing He gas, or the like. It is preferable to devise so as to increase the cooling rate by joining while forcibly cooling. As a result, crystal growth due to energy irradiation can be suppressed, and the structure of the structure can be maintained. In a preferred embodiment, bonding is performed under the condition of V _W / (V _a × I _b ) ≧ 0.035. When such conditions are set, the organizational structure can be maintained without forced cooling.
[0009]
The above conditions are derived from consideration of the cooling rate and examination of test results under actual welding conditions. In the following, the theoretical consideration will be schematically explained, and then concretely explained based on the experimental results.
First, the cooling rate R at or near the melting zone in high-density energy beam welding is calculated by Daniel Rosenthal “Weld. J.”, 20 (1941), pp220-234, It is represented by Formula (1).
[Expression 1]

Here, k and n are coefficients, T is the temperature [K] in the vicinity of the weld bond, and T ₀ is the temperature [K] of the material to be joined before welding.
In the case of thin plate welding, n = 3 and the coefficient k is expressed by the following equation (2).
[0010]
[Expression 2]

Here, κ is the thermal conductivity [J · s ⁻¹ · m ⁻¹ · K ⁻¹ ] of the plate material, V _W is the welding speed (moving speed of the beam irradiation part) [m / s], and q is the unit time. The amount of heat [W] flowing from the heat source into the plate material, ρ is the density of the plate material [g / cm ³ ], c is the specific heat of the plate material [J · mol ⁻¹ · K ⁻¹ ], and t is the plate thickness [mm].
[0011]
Since κ, ρ, c, and t are values inherent to the materials to be joined, from the above formulas (1) and (2), the variation factor affecting the critical cooling rate R _C is V _W / q. I understand that. For high density energy beam such as an electron beam, no scattering by metal vapor or the like in order to perform in a vacuum, since the energy of the beam is considered to be given to the 100% weld, heat q acceleration voltage V _a [kV ] And the beam current I _b [mA]. Therefore, the variation factor is V _W / (V _a × I _b ), and in the joining method of the present invention, the welding conditions that affect the critical cooling rate of the alloy used are defined. It can be seen that even if the composition is different, it can be applied universally.
[0012]
【Example】
Hereinafter, the setting of the condition of the present invention will be specifically described with reference to examples. Zr ₅₀ Cu ₃₀ Ni ₁₀ Al ₁₀ metallic glass alloy produced using the press casting method is subjected to electron beam welding under several conditions (acceleration voltage is set to 70 kV), and the structure observation of the obtained joint structure is scanned. An electron microscope (SEM) was used, and the phase was identified using a micro X-ray diffractometer.
In the Zr ₅₀ Cu ₃₀ Ni ₁₀ Al ₁₀ metallic glass alloy, the relationship between the welding speed and the beam current, the structure of the obtained joint portion, and the results of the joint strength are summarized in Table 1 below.
[Table 1]

[0013]
In Table 1, R _Tm and R _Tn has a melting point temperature (1140K) and CCT nose temperature (CCT) curve for each joint shows the cooling rate at (1030K, crystals most crystallized out easily temperature), following It is a value calculated by equation (3).
[Equation 3]

The above formula (3) is the same as the formula (2) in that the thermal conductivity κ of the plate is 7.23 × 10 ⁻³ × T [J · s ⁻¹ · m ⁻¹ · K ⁻¹ ], The initial temperature T ₀ is 300 [K], the density ρ of the plate material is 6.85 [g / cm ³ ], the specific heat c of the plate material is 10 [J · mol ⁻¹ · K ⁻¹ ], the plate thickness t is 2 mm, acceleration it is obtained by calculating the voltage V _a as 70 [kV].
[0014]
FIG. 2 shows a cast structure chart arranged by the temperature gradient G at the solid-liquid interface and the welding speed V _W. The curve of the critical cooling rate _RC shown in FIG. 2 is a result based on an experiment, and is created by measuring the cooling rate and checking the structure at that time. From this cast structure chart, even with metallic glass of the same composition, the critical cooling rate _RC that can perform the bonding while maintaining the structure of the material to be bonded is not a straight line (for example, 100 K / s), but a curved line, it can be seen that changes with the temperature gradient G and the welding speed V _W. Further, from the results shown in Table 1, it can be seen that the critical region has a value of V _W / (V _a × I _b ) in the vicinity of 0.028. Further, since the critical cooling rate of this alloy is considered to be about 100 K / s, from the results shown in Table 1 and FIG. 2, in order to maintain the microstructure and perform bonding without performing forced cooling. In this case, it is most preferable to perform welding under the conditions of conditions 3 and 4, that is, V _W = 200 mm / s or more, I _b = 70 mA or more, and therefore V _W / (V _a × I _b ) ≧ 0.04. It is judged preferable.
[0015]
In the joining method of the present invention, the upper limit is not particularly defined as long as the welding conditions satisfy V _W / (V _a × I _b ) ≧ 0.028, but the welding speed is required for good joining. Since V _W and beam current I _b naturally have practical ranges, it is appropriate that V _W / (V _a × I _b ) ≦ 5.
In order to easily obtain the critical cooling rate specified above, a high-speed welding method is adopted in which a high-density energy beam is narrowed to a diameter of 1 mm or less and welding is performed at a welding speed of 200 mm / s or more. Is preferred. Further, the beam current (Ib) is suitably 1 to 120 mA, and the welding speed (moving speed V _W of the beam irradiation part) is suitably about 16.7 to 333 mm / s.
[0016]
Moreover, the tensile strength of the unwelded test piece of this alloy was about 1.5 GPa, and substantially the same value was exhibited after welding. Although a slight decrease in tensile strength was observed, the test piece was left with the bead left, so stress concentration due to the shape factor of the bead shape was considered, and it was within the range of experimental error in the bonding strength. I understand that.
Also in the graph showing the relationship between the cooling curves of conditions 1 to 4 in Table 1 above and the CCT (continuous cooling transformation) curve of the Zr ₅₀ Cu ₃₀ Ni ₁₀ Al ₁₀ metallic glass alloy, conditions 3 and 4 are the noses of the CCT curve. It was confirmed that no cooling curve was in contact with the part and no crystal formation was observed. That is, in the welding under a vacuum atmosphere condition, the calculation of the heat quantity q is easy, and the calculation that the energy of the high-density energy beam is all given to the sample and the experimental result agree well. By using this calculation of the cooling rate and the CCT diagram of the material to be joined, it is possible to determine whether sound joining is possible in the vicinity of the melted portion.
[0017]
Furthermore, the second phase generated in the bonded portion can be easily observed with an optical microscope. However, if embrittlement occurs even in a portion that cannot be seen in the structure, it is not possible to obtain bonding reliability. Therefore, the fracture surface was observed for the purpose of examining the degree of embrittlement. In general, a tensile fracture surface of a metallic glass plate forms a pair broken by shearing, and forms a ductile fracture surface whose surface is covered with a vein structure. However, in an embrittled specimen, the tensile fracture surface is composed of a surface perpendicular to the principal stress, and the surface is often covered with a granular brittle structure. Comparing the observation results of the tensile test fracture surface of

conditions

1 and 3 in Table 1 above, the fracture surface is formed by shear fracture in condition 3, and is formed by a surface having an angle of approximately 45 degrees with respect to the main stress. It had been. In addition, several well-developed veins were found on the fracture surface, indicating that it was due to ductile fracture. However, it can be seen that, under the welding conditions of Condition 1, the tensile fracture surface is brittle due to the main stress, and the surface has a number of granular crystal particles, and the material is brittle. Crystallization and structural relaxation of the heat-affected zone are difficult to suppress the generation, and if a perfect joint structure is desired, productivity may be hindered. However, under the condition 3 of this example, no brittle fracture is observed, and it can be seen that the conditions for obtaining a joint having both sufficient ductility and strength are established.
[0018]
The bonding material of the present invention is particularly limited as long as it is an alloy material such as a metallic glass (amorphous alloy) or a nanocrystalline alloy composed of a non-equilibrium phase (a supersaturated solid solution phase including an amorphous phase or a nanocrystalline phase or a mixed phase thereof). However, it can be suitably applied to metallic glass, particularly metallic glass having a composition represented by the following general formula.
General formula: M ¹ _a M ² _b
Where M ¹ is one or two elements selected from Zr and Hf, and M ² is selected from the group consisting of Ni, Cu, Fe, Co, Mn, Nb, Ti, V, Cr, Zn, Al, and Ga. represents at least one element, in each of a and b atomic%, a 25 ≦ a ≦ 85,15 ≦ b ≦ 75, M 1 is two elements, ^{M 2} is composed of two or more kinds of elements In some cases, a and b each represent their total amount .
[0019]
The results shown in FIG. 2 are as follows. Alloy materials such as metallic glass (amorphous alloy) and nanocrystalline alloy composed of non-equilibrium phases (supersaturated solid solution phase including amorphous phase and nanocrystalline phase, or a mixed phase thereof), which are materials to be joined. Therefore, it is difficult to operate without impairing the functionality and usefulness of this alloy using only the CCT curve as a criterion. Therefore, in a preferred embodiment of the joining method of the present invention, it is possible to weld a material to be joined in which the nose of the CCT curve, which is difficult in normal joining, is on the short time side (less than 10 seconds), and the above condition V _W In order to be able to easily achieve / (V _a × I _b ) ≧ 0.028, the following various techniques for manipulating the cooling curve can be performed.
[0020]
Use of chiller:
In order to quickly transfer the heat from the melted part to the dough generated during welding, a cooling metal 6 is installed in the dough part near the welded part of the material 1 to be joined as shown in FIG. By using such a chill 6, the area of the heat affected zone can be reduced, and the area heated to the embrittlement temperature area can be reduced, and the high energy beam can be obtained without impairing the mechanical properties of the bonded portion. Welding is possible. Reference numeral 7 denotes a jig for installing a cooling metal which also serves as a heat radiating member, which can be made of a material having high thermal conductivity, or a pipe through which cooling water, refrigerant gas, or the like passes.
[0021]
Melt pressure welding:
By utilizing the high output and high operability of the high energy beam, it is possible to perform melt welding that instantaneously heats only the paired joint surfaces and enables pressure welding, pressurization, and cooling in an instant. This method can make the melted portion smaller than butt welding, and by pressing at high pressure, it is possible to perform sound welding without causing welding defects such as blowholes and shrinkage in the melted portion. Therefore, the melt welding is suitable for a portion that generates a large force and deflection like a golf club, and can be suitably used for a joint portion that requires high strength and high toughness.
[0022]
High energy beam operation method:
In high energy beam welding, it is often difficult to make the melted portion extremely small and irradiate the butt portion with the beam, instead of being able to reduce the thermal effect on the material to be joined. However, if the width of the melting zone is increased, the problem of thermal effects arises. Therefore, as shown in FIG. 4, the sine wave shown in FIG. 4A and the triangular wave shown in FIG. The width of the melting zone can be increased without receiving.
[0023]
【The invention's effect】
As described above, the joining method of the alloy material composed of the non-equilibrium phase (amorphous phase, supersaturated solid solution phase including nanocrystalline phase or mixed phase thereof) of the present invention is characterized in that the joining is performed under the specific conditions described above. Therefore, it is possible to perform the bonding while maintaining the structure of the material to be bonded, and the bonding method using a high-density energy beam heat source such as an electron beam or a laser has the following advantages.
(1) By using a high-density energy beam, it is possible to quickly pass through the embrittled temperature range and to melt or soften only a very small portion corresponding to the bonding interface, thereby enabling rapid bonding.
(2) In welding such as butt welding, the amount of heat per unit time given to the materials to be joined can be extremely reduced by narrowing the high energy beam to a minute area with a diameter of 1 mm or less and welding at a high speed. Yes, the heat-affected zone can be made as thin as possible with negligible reduction in mechanical properties.
(3) By cooling the material to be welded in an atmosphere such as metal cooling, water cooling, or He, the cooling rate of the melted part and the heat-affected part is increased even in the thick material to be joined, enabling rapid heating and rapid cooling. High energy beam welding that does not cause embrittlement of the joint can be performed.
(4) Utilizing the high scanning capability of the high energy beam, highly reliable bonding can be performed by the high energy beam fusion welding method in which only the bonding surface of the material to be bonded is melted and pressed.
(5) In welding methods such as butt welds, since the melted part is small, it is possible to repeatedly weld so as to sew the joint part by shaking the high-density energy beam into a sine wave or triangular wave shape, and the heat affected part is reduced. However, a large melted portion can be taken.
In addition, high-density energy beam bonding as a bonding method for amorphous alloys and nanocrystalline alloys can increase productivity and can also be applied to heating and pressure welding, etc. It becomes possible.
[Brief description of the drawings]
1A and 1B are schematic cross-sectional views of a sample subjected to electron beam welding, in which FIG. 1A is a plan view and FIG. 1B is a cross-sectional view.
FIG. 2 is a cast structure chart arranged by a temperature gradient G at a solid-liquid interface and a welding speed V _W.
FIG. 3 is a schematic perspective view showing a method of welding by installing a chiller on a fabric portion in the vicinity of a welded portion of a material to be joined.
FIG. 4 is an explanatory view of another embodiment of the joining method of the present invention, showing a manner in which joining is performed by scanning so as to sew the butted portion while shifting the phase of the beam little by little, and (A) is a sign. A wave, (B), shows a scanning state of a triangular wave.
[Explanation of symbols]
1 Materials to be joined (metal glass (amorphous alloy) and nanocrystalline alloy)
2 Electron beam 3 Beam hole 4 Melting zone 5 Supercooled liquid zone (HAZ part)
6 chill

Claims

This is a method for joining an alloy material comprising a non-equilibrium phase using a high-density energy beam heat source, in which the moving speed of the beam irradiation part is V _W [mm / s], the acceleration voltage is V _a [kV], and the beam current is I _b [mA], a joining method of metal materials, wherein joining is performed under the condition of V _W / (V _a × I _b ) ≧ 0.028.

The method for joining metal materials according to claim 1, wherein joining is performed under the condition of V _W / (V _a × I _b ) ≥0.035.

The method for joining metal materials according to claim 1 or 2, wherein joining is performed while forcibly cooling the vicinity of the joint portion of the alloy material to be joined.

The metal material joining method according to any one of claims 1 to 3, wherein the alloy material has a composition represented by the following general formula.
General formula: M ¹ _a M ² _b
Where M ¹ is one or two elements selected from Zr and Hf, and M ² is selected from the group consisting of Ni, Cu, Fe, Co, Mn, Nb, Ti, V, Cr, Zn, Al, and Ga. represents at least one element, in each of a and b atomic%, a 25 ≦ a ≦ 85,15 ≦ b ≦ 75, M 1 is two elements, ^{M 2} is composed of two or more kinds of elements In cases, a and b each represent their total amount .