(57)【要約】【課題】金属の塑性加工を行なう金型、代表的には鍛造金型の寿命を左右する重要な因子である、低サイクル疲労強度ＦＬ（金型寿命が尽きるまでに鍛造できるショット数）を予測し、金型の設計ないし使用条件の決定に役立つデータを得る、金型寿命の予測方法を提供する。【解決手段】金型の材料ごとに式  Ｄｃ＝σeq／（ＹＳ×軟化率）［σeqはVon Mises 相当応力、ＹＳは降伏応力（引っ張り、圧縮の双方を含む）。］により定義される低サイクル損傷値Ｄｃを算出し、それにもとづいて、ＦＬ＝Ｃ１×ｅｘｐ（Ｃ２×ＤｃＣ３）［ＦＬは破壊までのショット数、Ｃ１、Ｃ２およびＣ３は材料によって決定される定数。］であらわされる低サイクル疲労寿命ＦＬの式を導いて、金型の使用可能ショット数を予測する。【選択図】  なし【特許請求の範囲】
【請求項１】
金属の塑性加工を行なう金型の寿命に影響を与える低サイクル疲労寿命特性を予測して、金型の材質、硬さの選択および金型形状の決定を含む金型設計に役立てるための方法であって、下記の式で定義される低サイクル損傷値Ｄｃを算出し、
Ｄｃ＝σeq／（ＹＳ×軟化率）
［σeqはVon Mises 相当応力、ＹＳは降伏応力（引っ張り、圧縮の双方を含む）。］
それに基づいて低サイクル疲労寿命ＦＬをあらわす下記の式を導いて、
ＦＬ＝Ｃ１×ｅｘｐ（Ｃ２×ＤｃＣ３）
［ＦＬは破壊までのショット数。Ｃ１、Ｃ２およびＣ３は材料によって決定される定数。］
これにより金型の使用可能ショット数を予測することを特徴とする金型寿命の予測方法。
【請求項２】
金属の塑性加工を行なう金型の寿命に影響を与える低サイクル疲労寿命特性を予測して、金型の材質、硬さの選択および金型形状の決定を含む金型設計に役立てるための方法であって、金型の材料ごとに（引張り・引張り）および（引張り・圧縮）の低サイクル寿命試験を行なって、サイクルと応力振幅との関係を把握し、その結果にもとづいて、下記の式で定義される低サイクル損傷値Ｄｃfatigueを算出し、
Ｄｃfatigue＝｛最大引張り応力（σdamege）＋β×最大圧縮応力│σdamege│｝／（ＹＳ×軟化率）
［σdamegeは損傷応力であって、つぎのように定義され、βは材料に依存する定数である。ＹＳは前記のとおり。
σdamege＝σeq    （σ1max−σ1min≧０のとき）
σdamege＝−σeq  （σ1max−σ1min＜０のとき）
σeqはVon Mises相当応力、σ1maxは最大主応力、σ1minは最小主応力。］
それに基づいて低サイクル疲労寿命ＦＬをあらわす下記の式を導いて、
ＦＬ＝Ｃ１×ｅｘｐ（Ｃ２×ＤｃfatigueＣ３）
［ＦＬは破壊までのショット数。Ｃ１、Ｃ２およびＣ３は材料によって決定される定数。］
これにより金型の使用可能ショット数を予測することを特徴とする金型寿命の予測方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、金属の塑性加工を行なう金型、代表的には鍛造金型に関して、金型の寿命を左右する低サイクル疲労寿命を予測し、その結果を利用して、金型の材質、硬さの選択および金型形状の決定を含む金型設計に役立て、寿命を長くする対策を樹立するための方法に関する。
【背景技術】
【０００２】
鍛造金型を製作し、使用するに当たってその損傷を予測し、より長寿命な金型を製作するために役立てる損傷予測方法が、種々考案され、利用されている。予測の手法としては、有限要素解析法を用いて工具の温度および応力分布を求めておき、それらの値を、低サイクル疲労寿命や摩耗量を予測する構成方程式に代入して算出する、というものが一般的である。たとえば、鍛造金型特有の条件を取り入れた摩耗モデルに従って金型の摩耗量を予測し、その結果にもとづいて寿命を予測する技術が開示されている（特許文献１）。
【特許文献１】特開２００２−３２１０３２
【０００３】
鍛造金型が使用により損傷し、または寿命が尽きる主な要因のひとつに、低サイクル疲労破壊寿命（以下「低サイクル疲労寿命」という）がある。これは従来、応力とその振動回数との関係から、下記の式にもとづいて記述されてきた。
寿命＝ｆ（ε，ＲＡ）    
ここで、ε：ひずみ  ＲＡ：引張り試験における絞り値
具体的には、Manson-Coffinの式として知られる関係式により、繰り返される塑性歪みの振幅と破壊までの繰り返し数とを定式化していた。しかし、従来の寿命予測技術は、あまり精度の高いものではなかった。その改善を意図した発明者らは、低サイクル疲労破壊の原因がひずみの累積にあり、金型に加わる応力の方向を考慮すべきことに着目した降伏条件式により累積ひずみを予測し、低サイクル疲労曲線から回帰式を算出することによって、より精度の高い寿命予測を実現した。
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
本発明の目的は、鍛造金型の寿命に関して影響の大きい低サイクル疲労寿命を高精度に予測することにより、よりよい金型の設計を可能にする金型損傷予測方法を提供することにある。
【課題を解決するための手段】
【０００５】
上記の目的を達成する本発明の方法は、金属の塑性加工を行なう金型の寿命に影響を与える、低サイクル疲労寿命特性を予測して、金型の材質、硬さの選択および金型形状の決定を含む金型設計に役立てるための方法であって、基本的には、下記の式で定義される低サイクル損傷値Ｄｃを算出し、
Ｄｃ＝σeq／（ＹＳ×軟化率）
［σeqはVon Mises 相当応力、ＹＳは降伏応力（引っ張り、圧縮の双方を含む）。］
それに基づいて低サイクル疲労寿命ＦＬをあらわす下記の式を導いて、
ＦＬ＝Ｃ１×ｅｘｐ（Ｃ２×ＤｃＣ３）
［ＦＬは破壊までのショット数。Ｃ１、Ｃ２およびＣ３は材料によって決定される定数。］
これにより金型の使用可能ショット数を予測することを特徴とする金型寿命の予測方法である。
【０００６】
より具体的にいえば、本発明の方法は、金属の塑性加工を行なう金型の寿命に影響を与える、低サイクル疲労寿命特性を予測して、金型の材質、硬さの選択および金型形状の決定を含む金型設計に役立てるための方法であって、金型の材料ごとに（引張り・引張り）および（引張り・圧縮）の低サイクル寿命試験を行なって、サイクルと応力振幅との関係を把握し、その結果にもとづいて、下記の式で定義される低サイクル損傷値Ｄｃfatigueを算出し、
Ｄｃfatigue＝｛最大引張り応力（σdamege）＋β×最大圧縮応力│σdamege│｝／（ＹＳ×軟化率）
［σdamegeは損傷応力であって、つぎのように定義され、βは材料に依存する定数である。ＹＳは前記のとおり。
σdamege＝σeq    （σ1max−σ1min≧０のとき）
σdamege＝−σeq  （σ1max−σ1min＜０のとき）
σeqは前記のVon Mises 相当応力、σ1maxは最大主応力、σ1minは最小主応力。］
それに基づいて低サイクル疲労寿命ＦＬをあらわす下記の式を導いて、
ＦＬ＝Ｃ１×ｅｘｐ（Ｃ２×ＤｃfatigueＣ３）
［ＦＬは破壊までのショット数。Ｃ１、Ｃ２およびＣ３は材料によって決定される定数。］
これにより金型の使用可能ショット数を予測することを特徴とする金型寿命の予測方法である。
【発明の効果】
【０００７】
本発明の方法により金型の低サイクル疲労寿命を予測すれば、従来の損傷予測法より高い精度をもって金型の寿命を予測することができ、したがって、より効果的にその対策を立てることが可能になる。当業者は、後記する実施例を参考に、それぞれの鋼材についてデータベースを構築し、低サイクル疲労寿命の値を算出することにより、最適の金型設計を行なうことができる。金型が長い寿命を享受することができれば、金型自体のコストが節減できるだけでなく、金型交換の時間・手数を減らすことをも通じて、鍛造部品などの加工製品のコスト低下にも寄与することができる。
【発明を実施するための最良の形態】
【０００８】
本発明は、既知のManson-Coffinの式で重要な因子と考えた「歪み」に代えて、「Ｄｃ＝σeq／（ＹＳ×軟化率）」をとりあげたものである。σeqは、前記したVon Mises 相当応力、ＹＳは降伏応力（引張り、圧縮の両方を含む）であり、Ｄｃは塑性流動のクライテリア（境界値）であって、この値が１．０に達したとき、金型の塑性流動が開始する。上記の「σeq／ＹＳ」という考え方は、σeq／ＴＳ，（σ1max−σ1min）／ＴＳ，（σ1max−σ1min）／ＹＳなどに拡張して適用することができ、そのいずれによっても、大差ない結果が得られる。これを関数形であらわせば、ＦＬ＝ｆ（σeq／ＹＳ），ｆ（σeq／ＴＳ），ｆ｛（σ1max−σ1min）／ＴＳ｝，ｆ｛（σ1max−σ1min）／ＹＳ｝となる。［ＴＳ：引張り強度］
【０００９】
低サイクル疲労寿命試験における寿命サイクル（ＦＬ）とＤｃ値すなわち＝σeq／（ＹＳ×軟化率）との関係は、任意の関数を用いて回帰式とすることができる。代表的な例が、前掲の基本的な態様に関して示した式
ＦＬ＝Ｃ１ｅｘｐ（Ｃ２×Ｄｃｃ３）  ［Ｃ１，Ｃ２，Ｃ３は定数。］
であり、前記の式は、この式をより具体化したものである。このように、Ｄｃ値を引張り応力と圧縮応力とに分けて考察することにより、実際の金型の損傷に即した結果を得ることができる。低サイクル疲労試験に当たっては、応力振幅を「引張り−引張り」「引張り−圧縮」とモードを変えて試験を行ない、回帰式を算出する。ＦＬの算出には、鍛造に実用している金型各部位の応力成分を考慮する必要があり、計算の結果、引張り応力と圧縮応力の両方が負荷されていることがわかったからである。
【００１０】
前記した損傷応力σdamegeは、低サイクル疲労試験や１ショット中の応力成分の計算の結果から、ひずみが引張り応力時だけでなく圧縮応力時にも加えられている、という考えに立って定義した結果導かれた考えであって、金型を鍛造に使用するときに加わる応力を、引張り応力と圧縮応力とに分けて論じたものである。このようにして、前掲のＤｃfatigueの式が立てられた。結論としては、ＦＬとＤｃfatigueが含まれた回帰式とが、つぎの関係であると一般化することができる。
ＦＬ＝Ｃ４×ｆ（Ｄｃfatigue）
前掲のＦＬの式は、この一種である。最終的な目標は、これらＦＬ値やＤｃ値などの指標を用いて、コンピュータシミュレーション（ＣＡＥ）により損傷を予測して、鍛造金型の形状、使用条件（たとえば鍛造温度および冷却の強弱）の最適値を見出す。
【００１１】
金型の材料として代表的な鋼種は、下記の２種であり、それぞれカッコ内に記した硬さに調質して使用することが推奨される。これらの鋼の好適な硬さにおける低サイクル疲労寿命ＦＬの式は、つぎのとおりであり、それぞれを使用して製作したに金型の使用可能ショット数を、これらの式を用いて予測することができる。
ＭＨ８５鋼（大同特殊鋼の規格に定めた鋼種、ＨＲＣ６１）：
ＦＬ＝４．０７６９×１０９ｅｘｐ（−１６．１３５×Ｄｃfatigue）
ＳＫＤ６１鋼（ＪＩＳ鋼種、ＨＲＣ４８）：
ＦＬ＝３．１３０５×１０１１ｅｘｐ（−１７．２３９×Ｄｃfatigue）
【実施例】
【００１２】
上記のマトリクスハイス「ＭＨ８５鋼」を金型材料として選択し、その硬さを、ＨＲＣ５８．７に調質した。この材料を対象に、常温から８００℃または７００℃に至る温度において、圧縮降伏強度ＹＳを測定して、図１に示すデータを得た。この場合の圧縮降伏強度と温度Ｔとの間の関係は、次のとおりである。
ＹＳinti＝−５×１０−６Ｔ３＋０．００４７Ｔ２−１．５５７４Ｔ＋２５１０．７
（Ｔ≦６００℃）
ＹＳinti＝９４１１２０２×exp（−０．０１０５Ｔ）
（Ｔ≧６００℃）
ＹＳlow＝−０．０００６Ｔ２＋０．０５４２Ｔ＋１０４９．２
【００１３】
ＭＨ８５鋼（ＨＲＣ５８．７）について、低サイクル疲労寿命試験を行なって、サイクル数と応力振幅との関係について、図２のグラフを得た。応力振幅の「引張り・引張り」および「引張り・圧縮」は、図３の、それぞれ上段および下段に示すような応力のかけ方を意味する。
【００１４】
低サイクル寿命ＦＬと塑性流動境界値Ｄｃとの関係を、応力が「引張り・引張り」である場合と、「引張り・圧縮」である場合について、グラフにしたものが図４である。応力の加わり方は、金型の場所によって、図３に示した典型例の間で連続的な変化をするから、これらの典型的な場合を統一的に取り扱うことにより、図５の、「改良Ｄｃ値」すなわちＤｃfatigueと低サイクル寿命ＦＬ値との関係を示すグラフを得た。このグラフから回帰分析により導いたのが、前記の
ＦＬ＝４．０７６９×１０９ｅｘｐ（−１６．１３５×Ｄｃfatigue）
の式である。
【００１５】
ＭＨ８５鋼を材料として、図６および図７に示す２種の形状の鍛造パンチを用意し、横型パーツフォーマーに取り付けてパンチ摩耗試験を実施した。鍛造は、第一工程で据え込み、第二工程で後方押出しを行なう二工程鍛造であり、第二工程におけるパンチの損傷状態を観察することにより、損傷の形態と度合いを知ることができる。応力・熱連性弾塑性解析（ＭＳＣ／Super Form 2004）を、下記の条件で行なった。
パンチ材質：ＭＨ８５  
ワーク材質：Ｓ５３Ｃ
ワーク加熱温度：８２０℃
熱接触コンダクタンス：１２０ｋＷ／ｍ２Ｋ
鍛造速度：８５ｓｐｍ
剪断摩擦係数：０．４
【００１６】
図６のパンチを使用し（この場合は応力方向を考慮しない、引張りだけの場）、冷却条件を鍛造油の流量を調節することにより、強弱の２種に分けた。シミュレーションの結果は図６のＡ（弱冷却）およびＢ（強冷却）に見るとおりであって、強冷却を行なうべきことを示している。試験後のパンチを縦に切断して組織を調べたところ、弱冷却の場合はパンチ先端のＲ部において、塑性流動が生じたことがわかった（腐食により生じさせた縞模様が表層付近で湾曲していることから、そのように判断できる）。強冷却した場合は、塑性流動の兆候は認められなかった。Ｄｃ値を弱冷却と強冷却とで比較すると、パンチ先端において、弱冷却の方が、Ｄｃ値が高くなっていた。
【００１７】
つぎに、図７のパンチを使用して、後方押出しの鍛造を行なった（この場合は応力方向を考慮する）。鍛造および冷却の条件を下記のように選択し、塑性流動によるパンチの損傷の生じる可能性を、シミュレーションした。結果を図７Ａ〜Ｃ、図８Ａ〜Ｃに示す。
７２０℃鍛造−油冷（図７Ａ）
８２０℃鍛造−油冷（図７Ｂ）
８２０℃鍛造−水冷（図７Ｃ）
７２０℃鍛造−油冷（図８Ａ）
８２０℃鍛造−水冷（図８Ｂ）
９２０℃鍛造−水冷（図８Ｃ）
【００１８】
この解析結果は、鍛造温度が同じ場合でも冷却を強化（油冷→水冷）することが金型寿命にとって好ましいこと、また、高温鍛造を行なっても、冷却を強化することにより金型寿命を長くできることを示している。本発明に従うシミュレーションの結果と、使用後のパンチの観察結果とはよく合致しており、信頼性の高い予測方法であることが確認できた。
【図面の簡単な説明】
【００１９】
【図１】ＭＨ８５鋼の調質材（ＨＲＣ６０）と軟化材（ＨＲＣ２９．６）の動的圧縮降伏強度を、温度の変化にしたがって測定したグラフ。
【図２】ＭＨ８５鋼（ＨＲＣ５８．７）について、低サイクル疲労寿命試験を行なって、サイクル数と応力振幅との関係をプロットしたグラフ。
【図３】図２のグラフを得るために行なった試験における、応力振幅の「引張り・引張り」（上段）および「引張り・圧縮」（下段）を示す概念的な図。
【図４】ＭＨ８５鋼（ＨＲＣ５８．７）について、塑性流動境界値Ｄｃと低サイクル疲労寿命ＦＬとの関係をプロットしたグラフ。
【図５】図４の金型材料について、Ｄｃ値（Ｄｃfatigue）と低サイクル疲労寿命ＦＬとの関係をプロットしたグラフ。
【図６】本発明の実施例のデータであって、低サイクル疲労寿命ＦＬと鍛造パンチの冷却の強弱との関係を示す、コンピュータ・シミュレーションで得たＣＧ。Ａは弱冷却、Ｂは強冷却。
【図７】本発明の実施例のデータであって、低サイクル疲労寿命ＦＬと鍛造パンチの冷却方法との関係を示す、図６と同様なコンピュータ・シミュレーションで得たＣＧ。Ａは７２０℃鍛造−油冷、Ｂは８２０℃鍛造−油冷、Ｃは８２０℃鍛造−水冷。
【図８】本発明の実施例のデータであって、低サイクル疲労寿命ＦＬと鍛造温度との関係を示す、図６と同様なコンピュータ・シミュレーションで得たＣＧ。Ａは７２０℃鍛造−油冷、Ｂは８２０℃鍛造−水冷、Ｃは９２０℃鍛造−水冷。
【図１】
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【図２】
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【図３】
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【図４】
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【図５】
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【図６】
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【図７】
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【図８】
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