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 サーボプレスを用いた荷重振動鍛造 サーボモータ 薄板の圧縮 荷重大 機能部品 精度 つぶし だれ クランク スライド位置 成形途中における除荷振動 摩擦大 クランク式サーボプレス クランク 時間 AC サーボプレス フリーモーション 荷重振動

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1 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 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. 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 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 ( 株 ) サイベックコーポレーション HP より 切削 板鍛造における潤滑剤浸漬荷重振動による摩擦低減板鍛造 豊橋技科大前野智美, 堀亜由美, 森謙一郎 バルク鍛造と板鍛造 バルク鍛造 大きな形状変化 バルク材 板材 板の圧縮 荷重大 線材 せん段 予成形 すえ込み穴抜き後方押出しギア成形 切削 プレス加工 摩擦大機能部品 精度だれつぶし 板材 打抜き 1 段成形 段成形板鍛造 小さな形状変化 SPHE, 5mm ギア成形 焼入れ 焼入れ生産性 : 高コスト : 低 平面度 アイダ中野

2 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 サーボプレスを用いた荷重振動鍛造 サーボモータ 薄板の圧縮 荷重大 機能部品 精度 つぶし だれ クランク スライド位置 成形途中における除荷振動 摩擦大 クランク式サーボプレス クランク 時間 AC サーボプレス フリーモーション 荷重振動すえ込み加工実験に用いた素材と工具形状 すえ込み加工における荷重振動の経路 素材 : アルミ合金板 A55-H34 1mm.mm 潤滑剤 : 水溶性プレス油 素材 荷重 F 変位計 35 圧縮工具 35 s 荷重 F 実験条件金型最大荷重 :F f =8~35kN 荷重振動回数素材 :n=~3 除荷率 :α=~9% F F 1 F i F n F f α F i 圧縮試験機 ストローク s 荷重振動すえ込み加工における荷重 - ストローク曲線,F f =kn 各種の条件における最終荷重と圧縮率の関係 荷重 F /kn 振動なし 振動 α=75%, n=4 ΔF 15.4 mm 圧縮率 54.% 最終荷重 F f /kn 振動なし 5% 低減振動 α=5%, n=4 振動 α=75%, n= ストローク s /mm 18. mm 圧縮率 65.6% 最終圧縮率 r f /%

3 有限要素シミュレーションによる変形挙動 腐食実験による隙間の発生の確認 素材 腐食液注入 3%NaOH (a) 素材 圧縮工具 (b) (a) 負荷, 腐食液注入 (b) 除荷,1 分放置 腐食部 荷重 圧縮工具 α =75%, n=4, F f =kn 端部拡大図 ストローク α =% 75% 9% 5mm 途中除荷時の素材の接触面積率と除荷率の関係 素材の接触面積率 /% 実験 計算 素材面積 - 腐食面積接触面積率 = 素材面積 除荷率 α /% 素材 荷重振動による自動再潤滑のメカニズム 金型潤滑剤 負荷時 除荷時 金型 : 弾性変形面圧凹形状素材 : 塑性変形凸形状 金型 : 弾性回復すきま潤滑剤 α=75% 除荷浸入 平均摩擦係数 加工中の摩擦係数の変化 振動なし (F f =kn) 振動 α=75% スライド位置 /mm サーボプレスを用いた振動モーションすえ込み実験 振動なし.3mm 振動.15mm ストローク 時間 /sec

4 サーボプレスを用いたすえ込み実験 r f =7% 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 素材 圧縮工具 圧縮荷重 F /kn 荷重振動あり 荷重振動なし 振動モーション平均除荷率 7~8%, 除荷回数 6 回 ストローク s/mm 最大荷重 F f /kn サーボプレスによる最大荷重と最終圧縮率の関係 荷重振動なし 4% 低減 荷重振動あり 最終圧縮率 r /% 中央と端部の板厚差 Δt/ μm 荷重低減による平坦度向上 振動なし振動 α=5%, n=4 eδt=tc-te t c t 振動 α=75%, n= 最終圧縮率 r f /% 平均接触面圧 [GPa] 振動なし振動あり SUS43 SPCC A 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 圧縮率 r [%] (a) SKD11 平均接触面圧 [GPa] 圧縮率 r [%] (b) 超硬 SUS 43 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 78% 85% 5. 振動あり超硬限界 SKD11 4. 振動なし振動あり超硬超硬振動なし 3. 57% 7%. SKD11 限界 工具鋼 ハイス 1. 平均接触面圧 [GPa] 圧縮率 r [%]

5 SKD11 金型, 振動ありとなしにおける圧縮率と焼付きの関係 摩擦を低減する荷重振動鍛造 圧縮率 r [%] 振動素板 : 焼付きなし : 焼付きあり なしありなしありなしあり SUS43 SPCC A55 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 ビレットの圧縮 ビレットの圧縮における焼付き低減 1mm 振動なし 1mm 振動あり 振動なし 振動あり 後方押出しへの荷重振動の適用.45μmRa パンチ φ16.3 押出し比 :.9 (a) 振動なし.μmRa 4. 素材 : A556 アルミ合金丸棒 1mm 荷重振動フランジ成形実験に用いた素材と工具形状 上ピン 上ダイス 素材 15 1 荷重振動 ストローク s コンテナ s 素材 φ1 φ (d) 振動あり F f =4kN, s=.1mm 55mm 下ダイス 3 5 下ピン 加工前 予備成形 フランジ成形

6 軸長さ増加量と直径拡大率の関係 摩擦を低減する荷重振動鍛造 軸長さ増加量 Δl [mm] 振動なし α =1%, β =% 4.8 成形荷重 kn 46.5 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 直径拡大率 r d [%] 潤滑剤浸漬荷重振動による段差付け加工 r = 6% における段差付け加工後の断面 3 1 潤滑剤圧縮率 r = 素材厚さ-フランジ厚さ素材厚さ粘土ダイスパンチ素材粘土 14 圧縮板超硬 試験片 : ステンレス合金 SUS43 潤滑剤 : 水溶性プレス油荷重振動回数 :n=,1 回除荷率 :α=,9% 振動あり 振動なし 浸漬 mm 塗布 底部ひけ深さ h 1 [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 h 1 振動なし浸漬塗布 フランジ圧縮率 r [%] 55% 6% 振動あり浸漬塗布 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 h [mm].6.4. h 浸漬塗布塗布振動振動なし (a) 凸部だれ 表面粗さ [μmra] 浸漬塗布塗布振動振動なし (b) 凸部側壁表面あらさ

7 ABACUS E=GPa σ=74ε.4 MPa 有限要素シミュレーションによる金型接触の検討 E=51GPa 荷重 ストローク 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 接触面圧 [MPa] 接触面圧 [MPa]..1. 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 新生面 : 大 角 : 摩擦大 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 (a) 浸漬 潤滑剤不足 (b) 塗布 成形荷重大低減板の圧縮荷重 1/ 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 バリ出し型鍛造 研究目的 カーエアコン用コンプレッサピストン クランク スライド クランク式サーボプレス サーボモータ Al ー高 Si 系合金対磨耗性高冷間加工性低 熱間型鍛造による成形 AC サーボプレス スライド位置 時間変速保持フリーモーション バリ歩留り率の低下材料充満, 加工荷重に及ぼすスライドモーションの影響を調査熱処理加熱急冷熱間鍛造溶体化処理時効処理スライドモーション制御による溶体化処理の省略

8 各加熱温度における引張強さと平均ひずみ速度の関係 1. 金型充満 荷重に及ぼす成形速度の影響. 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 実験条件 材料 Al-Si 系合金 (Al-1Si-4Cu-.5Mg) 平均ひずみ速度 1-3, 1 -, 1-1 s -1 温度 4,35,3 引張強さ /MPa 平均ひずみ速度 /s -1 バリ幅および最大荷重と平均スライド速度の関係 バリ幅 /mm 6 バリ幅 最大荷重 バリ幅 平均スライド速度 v /mm s 最大荷重 /kn 製品端部からの距離 /mm 製品上部金型充満の比較 v=6.6mm/s 8.5mm/s 測定箇所 製品端部からの距離 /mm モーション制御を評価するスパイク鍛造 1. 金型充満 荷重に及ぼす成形速度の影響. モーション制御を評価するスパイク鍛造 製品充満部 バリ部 3 次元解析変形挙動複雑計算時間長 3. ダイクエンチ鍛造による溶体化処理の省略 バリ部 スパイク鍛造 : 潤滑剤評価試験 次元解析 製品充満部 計算時間短 モーション制御の評価に適用

9 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 上型 (5 ) ビレット (4 )φ R3 下型 (5 ) φ8 φ φ16 ストローク s スパイク高さ H 潤滑剤 : グラファイト バリ厚 t=1.3~1.8mm ストローク s /mm v=75mm/s 15mm/s 6mm/s 下死点 1 3 成形時間 /s 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 スパイク高さ H /mm mm/s 75mm/s H v=15mm/s バリ厚 t /mm スパイク熱間鍛造の計算条件 計算によるスパイク熱間鍛造の変形挙動 ビレット 上型 解析ソフト モデル 熱伝達係数 LS-DYNA 軸対称 熱 変形連成解析 6kW/m K 摩擦係数.5,.1,. 塑性変形 + 温度変化 相当ひずみ 下型 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) 16 μ=. 14 スパイク高さ H /mm H スライド速度 v /mm s -1 計算による v=15mm/s と 75mm/s の温度分布の比較 (s=13.1mm) (a) v=15mm/s (b) v=75mm/s /

10 計算による v=15mm/s と 75mm/s の相当応力分布の比較 (s=13.1mm) 下死点保持によるバリ厚減少のメカニズム 5 金型の弾性変形 /MPa 加工荷重 /kn 下死点保持 下死点 金型の弾性回復 ひずみ速度 : 小 変形抵抗 : 小 (a) v=15mm/s (b) v=75mm/s 成形時間 /s 下死点保持 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 保持なし保持 1s 保持 5s 1. 金型充満 荷重に及ぼす成形速度の影響. 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 バリ厚 t /mm ダイクエンチ鍛造による溶体化処理の省略 従来プロセス熱間型鍛造加熱溶体化処理加熱 ( 溶体化 ) 時効処理 高温鍛造急冷加熱 提案プロセス熱間型鍛造 + 下死点保持常温加熱 ( 溶体化 ) 鍛造時効処理加熱 人工時効後硬さおよび製品温度と保持時間の関係 ビッカース硬さ /HV1 熱間鍛造 (T6: 溶体化 5 度 ) 硬さ (B) 15 硬さ (A) 1 硬さ測定箇所 (B) 1 5 (A) 保持時間 T /s 3 製品温度 /

11 低接触面積率における T=5s と 1s 硬さ分布の比較 まとめ ビッカース硬さ /HV T=5s 1s x 中心からの距離 x /mm 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.. 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. 液封成形とチューブガスフォーミング 超高強度鋼中空部材のホットスタンピング 車輪 液封成形パンチ液体液充填 チューブガスフォーミング通電 密閉空気 通電加熱 中空アクスルビーム 成形 熱処理 排出 成形 + ダイクエンチ 圧力制御なし チューブガスフォーミング方法 チューブガスフォーミング V r =8%,p =.75MPa パンチ 電極 管材 ダイス 電極

12 チューブガスフォーミングされた管材 p =1.5MPa チューブガスフォーミングされた管材パンチ非接触 電極 割れ (a) p = MPa (b) p = 1.5 MPa 酸化スケール (c) p =.5 MPa (d) 炉加熱, p = MPa 割れ 電極 (e) 冷間, p = MPa 内圧 [MPa] チューブガスフォーミング中の内圧変化 p =.75MPa, 1.5MPa, V r =%, 8% p =.75 MPa, V r = 8% 1.5 MPa, %.75 MPa, % 成形通電加熱下死点保持 67.5 s 通電加熱開始からの時間 [s] 円周方向硬さ分布に及ぼす初期内圧の影響 ビッカース硬さ [HV1] パンチ接触 1 V 端部 p =1.5MPa.75MPa ダイス接触.MPa 上面 V 端部 素管 x 下面 下面 円周方向距離 x [mm] 圧縮空気を用いた強制空冷方法 焼入れ性向上下死点保持時間短縮 下死点保持中強制空冷を行う エアーノズル先端寸法 エアーノズル 5.7 パンチ R15 ダイス ビッカース硬さ [HV1] 強制空冷による下死点保持時間の短縮 p =1.5MPa t 1 =1s, 空冷あり 素管 パンチ接触 V 端部 t 1 =6s, 空冷なし 上面 V 端部 x 下面 ダイス接触 t 1 =1s, 空冷なし 下面 円周方向距離 x [mm]

13 酸ガス剥離炭大気テープによる塗膜引剥し試験後の塗膜 アマダプレス 金型部品加工ソリューション展 in 土岐 炭酸ガス雰囲気成形による酸化スケール低減成形スクリーン洗浄パンチ COガス管材電着塗装ダイス通電加熱 + 搬送レス塗膜引剥し試験簡易スクリーン利用可能 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 (V r =%, p =1.5MPa) 成形後 電着塗装 1mm 格子にカット 5 5,1 1 テープ引き剥がし (V r =%, p =1.5MPa) 剥離 炭酸ガス 大気 (a) 端角部 炭酸ガス大気 (b) 底平面 その他研究紹介 炭酸ガス大気 (c) 金型非接触面 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 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 トランスミッション 高張力鋼板 冷間加工加工荷重大, 延性低 ダイス 熱間加工加工荷重小, 延性高成形精度向上 円筒容器 銅電極 熱間スプライン成形 通電加熱の適用 研究目的 通電加熱特性の調査熱間スプライン成形の適用 加圧 パンチ 加熱直前 加圧

14 通電加熱を用いた熱間スプライン成形の様子 (Q=6kJ) スプライン成形後の高張力鋼容器外観 銅電極 円筒容器 銅電極 割れ パンチ (a) 冷間成形 ( 途中破断 ) (b) 熱間成形 (I=8.kA, Q=6kJ) スプライン成形後の高張力鋼容器断面 (I=8.kA, Q=6kJ) パンチ 金型 成形前 底部接触電極を用いたスプライン成形結果 角部 :64 角部 :63 中心部 :96 中心部 :64 熱間成形 (SPFC98) 冷間成形 (SPCC) (a) 角部接触電極 (b) 底部接触電極 チタン合金の通電加熱熱間プレス 通電加熱ハット曲げ成形 極限成形システム研究室山下裕也 α+β 型チタン合金 強度 : 高耐食性 : 良 航空機構造部材に利用 炉加熱での成形 金型の加熱 : 要加熱時間 : 数分酸化スケール : 大 通電加熱での成形 金型の加熱 : 不要加熱時間 : 数秒酸化スケール : 小 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

15 ハット曲げ成形品外観 1 スプリングバック角度に及ぼす加熱温度の影響 1 冷間, 破断 炉加熱 (T=9 ), 酸化スケール大 通電加熱 (T=9 ), 酸化スケール小 スプリングバック角度 θ / 加熱温度 T / 通電加熱ハット曲げ成形品組織観察 等軸状 α 組織 ホットスタンピング ダイクエンチされた鋼板の局部通電加熱小穴抜き加工 5μm 変態点 (995 ) 以上に加熱 素板 針状 α 組織疲労強度が低下 1 加熱 小穴抜き加工 5μm T= 9 T= 15 5μm 成形 急冷焼入れ 31.5GPa 級ダイクエンチ成形品 ダイクエンチ鋼板の適用 高強度 軽量化 部分通電加熱小穴抜き加工 部分通電加熱小穴抜き加工用工具 ダイス 鋼板 電極押え (SUS34) 7.kN 1 ダイス φ6.31mm 電極接触面電極間距離 8mm 5mm パンチ 電極 通電加熱 9 43 電極 (Cu-Cr) 試験片 : アルミめっきダイクエンチ鋼板 (6 6 t1.8mm) パンチ φ5.95mm 電極長さ 1mm せん断領域 ガススプリング

16 部分通電加熱小穴抜き加工 (I=4.1kA, T=8 ) 部分通電加熱小穴抜き加工荷重 電極を試験片へ加圧 加工領域付近加熱 小穴抜き加工 4 35 冷間加工 :34.4kN 板押え 電極 ダイス試験片パンチ 最大穴抜き荷重 /kn 冷間の約 1/ せん断領域加熱温度 T / 酸性溶液浸漬による遅れ破壊加速実験 切口表面の残留応力とせん断領域加熱温度の関係 遅れ破壊時間 /min ~ 冷間 T=4 1mm 35% 塩酸溶液浸漬 ( 溶液 試験片 : 室温 ) ~ 切口表面の残留応力 /MPa X 線 測定箇所 せん断領域加熱温度 T / せん断領域加熱 T /