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西 宏; 荒木 俊光*
Journal of Nuclear Materials, 283-287(Part.2), p.1234 - 1237, 2000/12
被引用回数:17 パーセンタイル:72.09(Materials Science, Multidisciplinary)ITERの第一壁等に用いられる予定のアルミナ分散強化銅(DS Cu)とステンレス鋼の接合継手は熱応力や電磁力を受けるため、疲労強度の評価が重要である。そこで両材の直接拡散接合継手と金インサート拡散接合継手について低サイクル疲労試験を行い、次の結論を得た。(1)直接拡散接合継手では試験片は低ひずみ範囲で接合界面より破断し、疲労強度はDS Cuより低下する。これは界面にできた再結晶層や金属間化合物が原因である。(2)金インサート継手では界面破断はなくなり、直接接合継手に比べ疲労強度は大きく増加し、DS Cu母材の疲労強度が得られた。(3)ステンレス鋼とDS Cuの変形抵抗の大小関係はひずみ範囲により異なるため、疲労試験片のひずみ分布もひずみ範囲により異なる。このため試験片の破断箇所はひずみ分布に依存し、ひずみ範囲により異なる。
石山 新太郎; 馬場 信一; 深谷 清; 衛藤 基邦; 秋場 真人; 佐藤 真人*; 荒木 俊光*; 山口 正治*; 山崎 誠一郎*
日本原子力学会誌, 42(7), p.669 - 677, 2000/07
ロボットによる新しいその場補修技術の確立を目的に、核融合炉実験の運転中に生じたダイバータ機器のアーマタイル/銅合金接合部の損傷部位を想定したC/Cコンポジット製アーマタイル/銅材料の繰返しろう接合試験並びに再結合材の強度試験を実施した。その結果、繰返しろう接合試験の最適条件並びに再ろう接材の強度材料を把握するとともに、再ろう接強度等の機械的特性やその信頼性が高まることを実証した。また、さらにロボット技術を前提にしたアーマタイル/銅合金接合部の損傷部位の繰返しその場補修技術に関する知見を得た。
西 宏; 荒木 俊光*; 衛藤 基邦
Fusion Engineering and Design, 39-40, p.505 - 511, 1998/00
被引用回数:27 パーセンタイル:87.45(Nuclear Science & Technology)ITERの第一壁等に用いられる予定のアルミナ分散強化銅と316ステンレス鋼の拡散接合について、インサート材として金、無酸素銅、ニッケル箔を用いて、インサート材や接合条件が接合強度に及ぼす影響を明らかにした。(1)金インサート材の引張強度は銅やニッケルインサート材より高く、アルミナ分散強化銅母材の強度が得られる。(2)直接接合材のシャルピー強度は母材の20%であるが、金インサート材では衝撃強度を50%まで上昇させることができる。(3)金、銅インサート材ではインサート材中に金属間化合物が生成する。ニッケルインサート材ではカーケンダルボイドが生成し、接合材はこのボイド部より破壊する。(4)銅インサート材では分散強化銅と銅インサート材の界面より破壊する。これは銅同士の拡散速度が小さいため、接合性が悪いためと考えられている。
西 宏; 山田 猛*; 荒木 俊光*
原子力工業, 42(9), p.18 - 21, 1996/00
固相拡散結合法は溶接性の悪い材料の接合に利用されつつある。また母材を溶融することなく接合できるため材質の変化を伴わず、さらに変形量が少ないため複雑な形状の接合に使われ始めている。原子力機器の製造における接合法としての固相拡散接合法は実績は少なく、現在のところ接合条件と継手性能の関係を基礎的に調べる研究の段階である。そこで固相拡散接合法の原子力分野への適用拡大を図るため、固相拡散接合法の接合機構、接合方法、適用事例と継手性能について説明した。特に最近の研究事例として、核融合炉ブランケットへの適用が考えられている、316ステンレス鋼同志の接合及びアルミナ分散強化銅と316ステンレス鋼の異材継手の性能試験結果について述べ、その有用性を説明した。
西 宏; 荒木 俊光*
日本機械学会論文集,A, 61(584), p.711 - 716, 1995/04
アルミナ分散強化銅と316ステンレス鋼の拡散接合を行い、さらにそれらの低サイクル疲労試験をし、疲労特性を明らかにした。(1)接合材の分散強化銅の界面近傍には金属間化合物が生成し、分散強化銅は再結晶する。(2)低サイクル疲労寿命は316ステンレス鋼が最も長く、接合材が短かった。接合材と分散強化銅を比較すると、接合材の寿命が短く、その寿命差は低ひずみ範囲になるほど大きくなった。(3)316ステンレス鋼は分散強化銅より加工硬化が大きかった。(4)接合材の疲労破断箇所は高ひずみ範囲では、接合面より6~7mm離れた分散強化銅部で、これは316ステンレス鋼から変形が拘束され、塑性ひずみが大きくなったためと考えられる。低ひずみ範囲では界面近傍の分散強化銅部より破壊し、破面はディンプル破面で金属間化合物が見られた。
西 宏; 荒木 俊光*
JAERI-Research 94-035, 12 Pages, 1994/11
アルミナ分散強化銅、316ステンレス鋼および両材の拡散接合材の低サイクル疲労試験を室温で行った。また疲労中の接合材の塑性ひずみ分布を測定した。さらに接合界面近傍の組織と疲労後の破面を透過形、走査型電子顕微鏡で観察した。接合材の低サイクル疲労寿命はアルミナ分散強化銅に比べ低下した。接合材の疲労破断箇所は、低ひずみ範囲では接合界面近傍のアルミナ分散強化銅部であった。組織観察の結果、この部分には金属間化合物や再結晶等の欠陥が存在し、これらから破壊したと考えられる。一方高ひずみ範囲では、界面より6~7mm離れたアルミナ分散強化銅部で破壊した。塑性ひずみ分布を測定した結果、この部分の塑性ひずみは大きく、界面部の変形が316ステンレス鋼より拘束されるためと考えられる。
西 宏; 武藤 康; 荒木 俊光*
日本原子力学会誌, 36(5), p.432 - 440, 1994/00
被引用回数:5 パーセンタイル:47.7(Nuclear Science & Technology)アルミナ分散強化銅と316ステンレス鋼の固相直接拡散接合を種々の接合条件で接合し、それら接合材と母材の引張り、シャルピー試験を行い、その接合強度および母材の強度変化を調べた。両材の拡散接合性は良く、接合温度1173K、加圧力4.8MPa、保持時間60分の接合条件でDS Cu母材の引張り強度が得られた。接合性に及ぼす効果は接合温度の影響が大きく、加圧力、保持時間の効果は小さい。シャルピー衝撃値は接合温度の増加とともに増加する。しかしその値は母材に比べ非常に小さい、。また接合中にアルミナ分散強化銅は回復、軟化し、1273Kで耐力は30%減少する。高温度・高加圧力での接合はこの軟化のためアルミナ分散強化銅材の圧縮変形量が大きくなる。
西 宏; 荒木 俊光*
日本原子力学会誌, 36(10), p.958 - 966, 1994/00
被引用回数:0 パーセンタイル:0.01(Nuclear Science & Technology)アルミナ分散強化銅と316ステンレス鋼のろう付接合を、ろう材、接合面間隔、接合時間を変え行った。それら接合材について引張り、シャルピー、硬度試験、破面と組織の観察を行いその接合性を検討した。さらに固相拡散接合材の強度とも比較した。ろう接合材は、使用したろう材の中で金ろうBAu-Zが最も高い接合強度が得られた。その引張り強度は接合面間隔0.2mm、接合時間300sで拡散接合材の強度に達するが、衝撃強度は拡散接合材より小さい。アルミナ分散強化銅はろう材が拡散するため溶融・再結晶し、その再結晶部より破壊する。また接合部にはボイドが多数存在し強度のバラツキが大きく、強度に及ぼすボイドの影響は大きい。
西 宏; 荒木 俊光*
日本原子力学会誌, 36(12), p.1134 - 1136, 1994/00
被引用回数:1 パーセンタイル:26.96(Nuclear Science & Technology)アルミナ分散強化銅同士の拡散接合を種々の接合条件で行い、それら接合材について光学および走査型電子顕微鏡で接合界面を観察し、引張・シャルピー試験を行い、それの接合性を検討した。さらに接合性の優れている接合材を用いて、低サイクル疲労試験を行い、接合材の低サイクル疲労強度も検討した。結果は以下のとおりである。アルミナ分散強化銅同士の拡散接合性は良好であるが、接合界面に未接合によるボイドが観察された。このボイドは接合温度の上昇とともに減少した。接合材の引張強度はボイドが存在するにもかかわらず、母材の強度がほぼ得られた。しかし破断伸び、シャルピー吸収エネルギー、低サイクル疲労寿命は母材に比べ低下し、これは界面部のボイドが起因していると考えられる。