板鍛造
サーボプレスを用いた
摩擦を低減する荷重振動鍛造
豊橋技術科学大学 前野 智美 （株）サイベックコーポレーションHPより 摩擦を低減する荷重振動鍛造• 荷重振動鍛造による荷重の低減と
メカニズム
• 鍛造加工への適用
• ステンレス鋼部品の段差付け加工
板鍛造における 潤滑剤浸漬荷重振動による摩擦低減 豊橋技科大 前野智美，堀亜由美，森謙一郎 バルク材 板材 プレス加工 焼入れ 焼入れ 切削 生産性：高 コスト：低 摩擦大 荷重大 板の圧縮 機能部品→精度 つぶし だれ 切削 板鍛造 平面度バルク鍛造と板鍛造
せん段 予成形 すえ込み 穴抜き 後方押出し ギア成形 線材 打抜き 1段成形 2段成形 SPHE, 5mm 板鍛造 ⇒ 小さな形状変化 板材 バルク鍛造 ⇒ 大きな形状変化 ギア成形 アイダ 中野豊橋技術科学大学 前野智美
摩擦の影響が厳しくなる板鍛造において，サーボプレスを応用した摩擦を低減する荷重振動
鍛造を紹介する．荷重低減メカニズム，荷重低減および形状精度向上の事例について紹介す
る．その他，サーボプレスを応用した研究についても紹介する．
摩擦大 荷重大 薄板の圧縮
板鍛造
板鍛造成形の問題点
厚板材に複雑な板厚分布を成形 機能部品→精度 つぶし だれサーボプレスを用いた荷重振動鍛造
ACサーボプレス フリーモーション サーボモータ クランク クランク式サーボプレス 成形途中における除荷 クランク 振動 時間 スライド位置 ⌀10mm 2.0mm 潤滑剤:水溶性プレス油 素材:アルミ合金板 A5052-H34 圧縮工具 変位計 圧縮試験機 荷重 F s 素材 35 35 荷重振動すえ込み加工実験に用いた 素材と工具形状 ストローク s α×Fi 0 荷重 F F1 F2 Fi Fn Ff 最大荷重：Ff=80~325kN 荷重振動回数：n=0~30 除荷率 ：α=0~90% 実験条件 素材 金型 すえ込み加工における荷重振動の経路 0 50 100 150 200 250 0.5 1 1.5 ストロークs /mm 荷重 F /kN 振動 α=75%, n=4 ΔF 振動なし 圧縮率54.2% 圧縮率65.6% 15.4 mm 18.2 mm 荷重振動すえ込み加工における 荷重-ストローク曲線，Ff=200kN 0 50 100 150 200 250 50 55 60 65 70 最終圧縮率rf/% 最終荷重 Ff /kN 振動なし 振動α=50%, n=4 振動α=75%, n=4 103 50%低減 各種の条件における最終荷重と 圧縮率の関係端部拡大図 素材 圧縮工具 素材 圧縮工具 α =75%, n=4, Ff =200kN ストローク 荷重 有限要素シミュレーションによる変形挙動 75% 90% α=0% 腐食部 5mm (b) 除荷，10分放置 (a) 負荷，腐食液注入 腐食液注入 3%NaOH (a) (b) 腐食実験による隙間の発生の確認 0 20 40 60 80 100 25 50 75 100 除荷率α /% 素材の接触面積率 /% 実験 計算 素材面積 素材面積－腐食面積 接触面積率= 途中除荷時の素材の接触面積率と 除荷率の関係 金型 素材 潤滑剤 除荷時 負荷時 素材：塑性変形 凸形状 面圧 金型：弾性変形 凹形状 α=75%除荷 金型：弾性回復 すきま 潤滑剤 浸入 荷重振動による自動再潤滑のメカニズム 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 ストローク 平均摩擦係数 振動なし（Ff=200kN） 振動α=75% 加工中の摩擦係数の変化 0.5 1 1.5 0 0.5 1 1.5 2 時間/sec スライド位置 /mm 0.15mm 0.23mm 振動 振動なし サーボプレスを用いた振動モーション すえ込み実験
振動モーション 平均除荷率70～80％，除荷回数６回 素材 圧縮工具 サーボプレスを用いたすえ込み実験 荷重振動なし 荷重振動あり ストロークs/mm 圧縮荷重 F /kN 0 0.5 1 1.5 2 50 100 150 200 250 300 rf=70%における振動モーションと クランクモーションの荷重 －ストローク曲線 0 50 100 150 200 250 300 350 62 64 66 68 70 72 74 76 78 最終圧縮率r /% 最大荷重 Ff /kN 荷重振動なし 荷重振動あり 40%低減 サーボプレスによる最大荷重と 最終圧縮率の関係 0 10 20 30 40 50 50 55 60 65 中央と端部の板厚差 Δ t/ μ m 振動なし 振動α=50%, n=4 振動α=75%, n=4 tc te Δt=tc-te 荷重低減による平坦度向上 最終圧縮率rf/% SPCC SUS430 A5052 振動なし振動あり 圧縮率r [%] 1 2 3 40 60 80 30 50 70 0 平均接触面圧 [GPa] (a) SKD11 (b) 超硬 圧縮率r [%] 1 2 3 0 40 50 60 70 80 30 平均接触面圧 [GPa] 各素板における荷重振動ありとなしにおける 平均接触面圧と圧縮率の関係 SUS 430素板の荷重振動ありなしにおける 平均接触面圧と圧縮率の関係 平均接触面圧 [GPa] 圧縮率r [%] 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0 0 20 40 60 80 100 57% 72% 78% 85% SKD11限界 超硬限界 振動なし 超硬 SKD11 振動あり 振動あり 振動なし 超硬 工具鋼 ハイス
圧縮率 r [%] 80 0 20 40 60 なし あり あり あり 素板 振動 SKD11 金型，振動ありとなしにおける 圧縮率と焼付きの関係 :焼付きあり :焼付きなし SPCC SUS430 A5052 なし なし
• 荷重振動鍛造による荷重の低減と
メカニズム
• 鍛造加工への適用
• ステンレス鋼部品の段差付け加工
摩擦を低減する荷重振動鍛造 ビレットの圧縮 振動あり 振動なし⌀
10mm 10mm ビレットの圧縮における焼付き低減振動なし
振動あり
(d)振動あり (a) 振動なし 後方押出しへの荷重振動の適用 4.2 11.3 押出し比：2.9 コンテナ パンチ φ17 φ21 s 4 2 φ16.3 素材 0.45μmRa 0.2μmRa Ff=240kN，∆s=0.1mm 5 上ダイス 上ピン 下ダイス 下ピン 15 10 30 素材 ストロークs 荷重振動 加工前 予備成形 フランジ成形 素材: A5056 アルミ合金丸棒 ⌀10mm 55mm 荷重振動フランジ成形実験に用いた 素材と工具形状10 20 30 40 直径拡大率rd[%] 軸長さ増加量 Δ l[mm] 0 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 50 60 70 80 1.50 1.75 振動なし α =100%, β =20% 軸長さ増加量と直径拡大率の関係 47.0 21.6 46.5 24.8 成形荷重 200kN 摩擦を低減する荷重振動鍛造
• 荷重振動鍛造による荷重の低減と
メカニズム
• 鍛造加工への適用
• ステンレス鋼部品の段差付け加工
潤滑剤浸漬荷重振動による段差付け加工 試験片：ステンレス合金SUS430 潤滑剤：水溶性プレス油 荷重振動回数：n=0,10回 除荷率 ：α=0,90% パンチ 素材 粘土 潤滑剤 3 圧縮板 超硬 ダイス ⌀14 粘土 ⌀10 圧縮率 r = 素材厚さ－フランジ厚さ素材厚さr
= 62%における段差付け加工後の断面
振 動 な し 塗布 浸漬 振 動 あ り 2 mm段差付け加工における底部ひけ深さと
フランジ圧縮率の関係
h1 底部ひけ深さ h1 [mm] 0.2 0.4 0.5 25 50 75 フランジ圧縮率r [%] 0 0.3 0.1 振動なし 塗布 浸漬 振動あり 塗布 浸漬 55% 62% r= 65 %における凸部だれおよび 凸部側壁表面粗さ潤滑および振動条件の影響 h2 0 0.2 0.6 0.4 h2 [mm] (a) 凸部だれ 塗布 塗布 浸漬 振 動 振動なし 0 2.0 4.0 6.0 8.0 表面粗さ [μ mRa] (b) 凸部側壁表面あらさ 塗布 塗布 浸漬 振 動 振動なし有限要素シミュレーションによる
金型接触の検討
荷重 ストローク ABACUS E=510GPa E=200GPa σ=704ε0.24MPa有限要素シミュレーションによる
除荷時の金型と素材の接触面圧
1500 1350 1200 1050 900 750 600 450 300 150 0 接触面圧[MPa] 0.2 0.1 0.0 接触面圧[MPa] 除荷前 除荷 除荷前 除荷潤滑剤浸漬による凸部側壁および
角部の再潤滑
角：摩擦大 新生面：大 (a) 浸漬 (b) 塗布 潤滑剤不足ま
と
め
荷重振動鍛造
• 自動的に素材を再潤滑 • 金型の弾性回復時に素材との間に生じた隙 間に潤滑剤が浸入 成形荷重大低減 板の圧縮 荷重1/2 • 金型破損防止 • 型材質低グレード化 • プレス機小容量化 寸法精度向上 • 平面度 • だれ • へこみ 表面性状向上 • 粗さ • 焼付き防止 アルミニウム合金の熱間型鍛造における スライドモーション制御 カーエアコン用コンプレッサピストン 対磨耗性 高 冷間加工性 低 熱間型鍛造による成形 Alー高Si系合金 スライド位置 時間 変速 保持 ACサーボプレス フリーモーション サーボ モータ クランク クランク式サーボプレス スライド 研究目的 バリ 歩留り率の低下 バリ出し型鍛造 熱間鍛造 熱処理 スライドモーション制御による溶体化処理の省略 急冷 溶体化処理 加熱 時効処理 材料充満，加工荷重に及ぼすスライドモーションの影響を調査1.金型充満・荷重に及ぼす成形速度の
影響
2.モーション制御を評価するスパイク鍛造
3.ダイクエンチ鍛造による溶体化処理の
省略
引張強さ /MPa 平均ひずみ速度/s-1 1 400℃ 350℃ 300℃ 10-3 10-2 10-1 10 20 40 100 200 各加熱温度における引張強さと平均ひずみ速度の関係 実験条件 • 材料 Al-Si系合金 （Al-12Si-4Cu-0.5Mg） • 平均ひずみ速度 2×10-3, 2×10-2, 2×10-1s-1 • 温度 400,350,300℃ バリ幅および最大荷重と平均スライド速度の関係 最大荷重 /kN 20 40 60 80 100 0 10 20 30 40 50 60 0 500 1000 1500 2000 平均スライド速度v /mm・s-1 最大荷重 バリ幅 バリ幅 /mm バリ幅 製品上部金型充満の比較 測定箇所 v=6.6mm/s 82.5mm/s 製品端部からの距離/mm 2 4 6 8 10 2 4 6 8 10 0 製品端部からの距離 /mm1.金型充満・荷重に及ぼす成形速度の
影響
2.モーション制御を評価するスパイク鍛造
3.ダイクエンチ鍛造による溶体化処理の
省略
バリ部 製品充満部 モーション制御を評価するスパイク鍛造 3次元解析 変形挙動 複雑 計算時間 長 製品充満部 バリ部 2次元解析 計算時間 短 モーション制御の評価に適用 スパイク鍛造：潤滑剤評価試験アルミニウム合金のスパイク熱間鍛造に用いた 工具およびビレット形状 φ22 φ16 5 10° 3° R3 スパイク 高さ H ストローク s 下型(250℃) 上型(250℃) ビレット (400℃)φ 16×20 φ8 バリ厚 ｔ＝ 1.3 ～ 1.8mm 1 2 3 5 10 15 0 15mm/s 6mm/s v=75mm/s ストローク s /mm 成形時間/s 下死点 潤滑剤：グラファイト 実験による各速度におけるスパイク高さとバリ厚の関係 バリ厚t /mm スパイク高さ H /mm v=15mm/s 6mm/s 75mm/s 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 0 2 4 6 8 10 12 H スパイク熱間鍛造の計算条件 下型 上型 ビレット 解析ソフト LS-DYNA モデル 軸対称 熱‐変形連成解 析 熱伝達係数 60kW/m2K 摩擦係数 0.05，0.1，0.2 塑性変形＋温度変化 計算によるスパイク熱間鍛造の変形挙動 相当ひずみ 0 0.25 0.50 0.75 1.00 1.25 1.50 1.75 2.00 2.252.50 計算による各摩擦係数におけるスパイク高さと スライド速度の関係(t=1.5mm) 20 40 60 80 2 4 6 8 10 12 14 16 0 μ=0.2 0.1 0.05 スライド速度v /mm・s-1 スパイク高さ H /mm H 計算によるv=15mm/sと75mm/sの温度分布の比較 (s=13.1mm) 440 420 400 380 360 340 320 300 280 260 240 /℃ （a） v=15mm/s （b） v=75mm/s
計算によるv=15mm/sと75mm/sの相当応力分布の比較 (s=13.1mm) /MPa 0 2040 60 80 100120 140 160 （a） v=15mm/s （b） v=75mm/s 下死点保持によるバリ厚減少のメカニズム 0.5 1 1.5 100 200 300 400 500 0 成形時間/s 加工荷重 /kN 下死点保持 下死点 下死点保持 金型の弾性回復 金型の弾性変形 ひずみ速度：小 変形抵抗：小 圧縮変形 実験による各保持時間における最大荷重とバリ厚の関係 最大荷重 /kN バリ厚t /mm 保持1s 保持5s 保持なし 1.2 1.4 1.6 1.8 0 100 200 300 400 500 600 700
1.金型充満・荷重に及ぼす成形速度の
影響
2.モーション制御を評価するスパイク鍛造
3.ダイクエンチ鍛造による溶体化処理の
省略
ダイクエンチ鍛造による溶体化処理の省略 加熱 加熱（溶体化） 従来プロセス 加熱 溶体化処理 熱間型鍛造 時効処理 急冷 鍛造 高温 提案プロセス 加熱（溶体化） 加熱 時効処理 鍛造 常温 熱間型鍛造＋下死点保持 人工時効後硬さおよび製品温度と保持時間の関係 硬さ測定箇所 1 2 3 4 5 50 100 150 200 100 200 300 0 (B) 硬さ（A） 硬さ（B） (A) 熱間鍛造(T6：溶体化500度) ビッカース硬さ /HV10 保持時間 T /s 製品温度 /℃ビッカース硬さ /HV10 中心からの距離x /mm 5 10 15 20 25 50 100 150 200 0 T=5s 1s x 低接触面積率におけるT=5sと1s硬さ分布の比較 12 6 25 まとめ 1. スライド速度が小さいと金型充満部よりバリ 部での相当応力が大きいため，材料充満が 増加する． 2. 成形途中に減速を行うと，充満状態はその速 度間で比例的に変化する． 3. 下死点保持を行うと，金型の弾性回復により 荷重低減ができる． 4. 常温金型で下死点保持によるダイクエンチ鍛 造を行うと，溶体化処理を省略できる． 超高強度鋼中空部材のホットスタンピング 車輪 中空アクスルビーム 液封成形とチューブガスフォーミング 液封成形 液体 パンチ 液充填 成形 熱処理 排出 密閉空気 通電加熱 成形+ダイクエンチ 通電 圧力制御なし チューブガス フォーミング チューブガスフォーミング方法 パンチ 管材 ダイス 電 極 電 極 チューブガスフォーミング Vr=80%，p0=0.75MPa
チューブガスフォーミングされた管材 p0=1.5MPa
電極
電極
チューブガスフォーミングされた管材
(a) p0 = 0 MPa (b) p0 = 1.5 MPa
(c) p0 = 2.5 MPa (d) 炉加熱, p0= 0 MPa (e) 冷間, p0 = 0 MPa 割れ 酸化スケール パンチ非接触 割れ チューブガスフォーミング中の内圧変化 p0=0.75MPa, 1.5MPa, Vr=20%, 80% 0.75 MPa, 20% p0=0.75 MPa, Vr= 80% 0 1 2 3 4 5 5 10 15 20 内圧 [MPa] 通電加熱開始からの時間[s] 通電加熱 成形 下死点保持 67.5 s 1.5 MPa, 20% 6 円周方向距離 x [mm] 100 200 300 400 500 0 10 20 30 40 50 60 ビッカース硬さ [HV10] x V端部 下面 上面 下面 V端部 素管 p0=1.5MPa 0.75MPa 0.0MPa パンチ接触 ダイス接触 円周方向硬さ分布に及ぼす初期内圧の影響 下死点保持中強制空冷を行う 56 48 5.7 エアーノズル先端寸法 R15 パンチ ダイス エアーノズル 焼入れ性向上 下死点保持時間短縮 圧縮空気を用いた強制空冷方法 下面 V端部 素管 100 200 300 400 500 0 10 20 30 40 50 60 ｔ1=10s，空冷なし 円周方向距離x [mm] ビッカース硬さ [HV10] ｔ1=60s，空冷なし ｔ1=10s，空冷あり パンチ接触 ダイス接触 x V端部 下面 上面 強制空冷による下死点保持時間の短縮 p0=1.5MPa
通電加熱+搬送レス 炭酸ガス雰囲気成形による酸化スケール低減 パンチ ダイス 管材 CO2ガス スクリーン 電着塗装 洗浄 簡易スクリーン利用可能 1mm格子にカット 5×5，10×10 テープ引き剥がし 塗膜引剥し試験 成形 炭酸ガスおよび大気中で成形した管材の 成形後及び電着塗装後の表面 （Vr=20%, p0=1.5MPa） 成形後 電着塗装 剥離 炭酸 ガス 大気 テープによる塗膜引剥し試験後の塗膜 （Vr=20%, p0=1.5MPa） (a) 端角部 (b) 底平面 (c) 金型非接触面 大気 炭酸ガス 炭酸ガス 炭酸ガス 大気 大気 剥離 そ の 他 研 究 紹 介 トランスミッション 通電加熱を用いた超高張力歯形ドラムの温・ 熱間スプライン成形 高張力鋼板 冷間加工 加工荷重大，延性低 熱間加工 加工荷重小，延性高 成形精度向上 通電加熱特性の調査 熱間スプライン成形の適用 研究目的 熱間スプライン成形 通電加熱の適用 加熱直前 通電加熱による円筒容器の熱間スプライン成形プロセス 加圧 加圧 円筒容器 銅電極 ダイス パンチ
通電加熱を用いた熱間スプライン成形の様子 (Q=60kJ) 銅電極 銅電極 円筒容器 パンチ スプライン成形後の高張力鋼容器外観 割れ （a）冷間成形（途中破断） （b）熱間成形 (I=8.0kA, Q=60kJ) 熱間成形 （SPFC980） スプライン成形後の高張力鋼容器断面 (I=8.0kA, Q=60kJ) 冷間成形 （SPCC） 成形前 金型 パンチ 底部接触電極を用いたスプライン成形結果 角部：630℃ 中心部：640℃ （a）角部接触電極 （b）底部接触電極 角部：640℃ 中心部：960℃ 0℃ 800℃ 200℃ 1000℃ 400℃ 600℃ 極限成形システム研究室 山下 裕也
チタン合金の通電加熱熱間プレス
α＋β型チタン合金 強度：高 耐食性：良 金型の加熱：要 加熱時間：数分 酸化スケール：大 金型の加熱：不要 加熱時間：数秒 酸化スケール：小 炉加熱での成形 通電加熱での成形 航空機構造部材に利用 常温での成形が困難 目的：加熱時間の短縮による生産性の向上 通電加熱ハット曲げ成形ハット曲げ成形品外観 炉加熱（T=900℃ ）， 酸化スケール大 通電加熱（T=900℃）， 酸化スケール小 冷間，破断 スプリングバック角度に及ぼす 加熱温度の影響 スプリングバック角度⊿θ /° 200 400 600 800 1000 2 4 6 8 10 12 0 加熱温度T /℃ 50μm 50μm 素板 T= 900℃ T= 1050℃ 通電加熱ハット曲げ成形品組織観察 等軸状α組織 針状α組織 疲労強度が低下 変態点（995℃）以上に加熱 50μm ダイクエンチされた鋼板の 局部通電加熱小穴抜き加工 高強度・軽量化 ダイクエンチ鋼板の適用 ホットスタンピング ①加熱 ②成形・急冷焼入れ ③1.5GPa級 ダイクエンチ成形品 小穴抜き加工 通電加熱 ダイス パンチ 電極 鋼板 部分通電加熱小穴抜き加工 電極押え（SUS304） 7.2kN ダイスφ6.31mm 電極 （Cu-Cr） 100 試験片： アルミめっき ダイクエンチ鋼板 (60×60×t1.8ｍｍ) 5mm 電極長さ 12mm 電極間距離8mm 電極接触面 ガススプリング パンチφ5.95mm 43 9 8 84 0 7.5 10 7.5 せん断領域 部分通電加熱小穴抜き加工用工具
加工領域付近加熱 小穴抜き加工 電極を試験片へ加圧 電極 試験片 板押え ダイス パンチ 部分通電加熱小穴抜き加工（I=4.1kA, T=800℃） 5 10 15 20 25 30 35 40 0 200 400 600 800 1000 せん断領域加熱温度T /℃ 最大穴抜き荷重 /kN 冷間加工：34.4kN 500 冷間の約1/3 部分通電加熱小穴抜き加工荷重 0 50 100 150 1400 1450 200 400 600 800 1000 せん断領域加熱温度T /℃ 遅れ破壊時間 /min ～～ ～～ 35%塩酸溶液浸漬 （溶液・試験片：室温） 冷間 T=400℃ 500 1mm 酸性溶液浸漬による遅れ破壊加速実験 -200 -100 0 100 200 300 400 500 600 0 200 400 600 800 1000 せん断領域加熱T /℃ 切口表面の残留応力 /MPa 500 切口表面の残留応力と せん断領域加熱温度の関係 X線 測定箇所
