(57)【要約】【課題】連続冷間鍛造における半加工品および成形品の表面割れの発生を、鍛造型製作前に予測して、連続冷間鍛造の工程設計および表面割れの生じない鍛造型を短期間に、かつ安価に製作するナックルスピンドルの連続冷間鍛造方法を提供する。【解決課題】  連続冷間鍛造の各工程における半加工品または成形品の表面拡大率（伸び率）ρを表面割れの評価指標とし、半加工品または成形品の表面のすべての個所の表面拡大率（伸び率）ρをその鍛造素材の限界表面拡大率（伸び率）ρＡ以下とする。【選択図】 図２
2006150445.tif 000002
【特許請求の範囲】
【請求項１】
ｍａｓｓ％で、Ｃ：０.４５〜０.６０％、Ｓｉ：０.０３〜０.１５％、Ｍｎ：０.２０
〜０．５０％、Ｂ：５〜５０ｐｐｍ、Ｔｉ：０.０２〜０．０５％、Ｎ≦：１００ｐｐｍ
であり、その他不純物元素を含む炭素鋼を完全球状化熱処理後、連続冷間鍛造するナックルスピンドルの製造方法であって、全鍛造工程における該ナックルスピンドルの半加工品または成形品の表面のすべての個所の表面拡大率（伸び率）を、前記炭素鋼の完全球状化熱処理後の限界表面拡大率（伸び率）以下とすることを特徴とするナックルスピンドルの連続冷間鍛造方法。
【請求項２】
ｍａｓｓ％で、Ｃ：０.４５〜０.６０％、Ｓｉ：０.０３〜０.１５％、Ｍｎ：０.２０
〜０．５０％、Ｂ：５〜５０ｐｐｍ、Ｔｉ：０.０２〜０．０５％、Ｎ≦：１００ｐｐｍ
であり、その他不純物元素を含む炭素鋼を完全球状化熱処理後、連続冷間鍛造するナックルスピンドルの製造方法であって、全鍛造工程における該ナックルスピンドルの半加工品または成形品のボール部内面の半径方向の表面伸び率を、10以下とすることを特徴とするナックルスピンドルの連続冷間鍛造方法。
【請求項３】
ｍａｓｓ％で、Ｃ：０.４５〜０.６０％、Ｓｉ：０.０３〜０.１５％、Ｍｎ：０.２０
〜０．５０％、Ｂ：５〜５０ｐｐｍ、Ｔｉ：０.０２〜０．０５％、Ｎ≦：１００ｐｐｍ
であり、その他不純物元素を含む炭素鋼を完全球状化熱処理後、連続冷間鍛造するナックルスピンドルの製造方法であって、全鍛造工程における該ナックルスピンドルの半加工品または成形品のボール部内面の半径方向の表面拡大率（伸び率）を鍛造素材鋼のロックウエル硬さを加味した限界表面拡大率（伸び率）を示す式（１）で求められる値以下とすることを特徴とするナックルスピンドルの連続冷間鍛造方法。
ρＡＲ＝２０-０.１２５ｈ・・・・・（１）
ρＡＲ：鍛造素材鋼の硬さを加味した限界表面拡大率（伸び率）  
ｈ:鍛造素材鋼の鍛造前のロックウエル硬さ（ＨＲＢ）
【請求項４】
前記全鍛造工程が４つの工程からなり、その第３工程におけるボール基部の内面側のＲ形状が１０ｍｍ以上であることを特徴とする請求項１乃至３に記載のナックルスピンドルの連続冷間鍛造方法。
【発明の詳細な説明】
【技術分野】
【０００１】
本発明は、自動車のナックルスピンドルの連続冷間鍛造時の半加工品および成形品の表面割れの防止に関する。
【背景技術】
【０００２】
従来より、自動車のナックルスピンドルは、靭性を必要とするため連続冷間鍛造法が使用されてきた。
【０００３】
そして、連続冷間鍛造時の半加工および成形品の表面に発生する割れを防止するために、鍛造素材特性の改善に加えて、特許文献１に示されているような潤滑剤の改善、特許文献２に示されているような連続冷間鍛造時にビレットの温度がその潤滑皮膜の耐熱温度未満の温度で、かつ該ビレットの残留応力を減少させ得る温度に加熱する方法、特許文献３に示されているような型形状や製品形状を小修正する方法等種々の検討が行われ、その効果を鍛造型の製作前に評価する方法として非特許文献１に示されているような破壊条件式等が用いられてきた。  
【特許文献１】特開昭６２−１６９８９９号公報
【特許文献２】特開平０３−１８９０４１号公報
【特許文献３】特開２００１−２０５３８５号公報
【非特許文献１】大矢根守哉  「延性破壊の条件式について」日本機械学会誌  第７５巻  第６３９号  昭和４７年４月  Ｐ５９６〜６０１
【発明の開示】
【発明が解決しようとする課題】
【０００４】
しかしながら、ニアネットシェイプ化が進むに従って、鍛造素材、潤滑条件、鍛造工程数等、あらゆる条件の限界点における操業が要求されるため、従来から行なわれてきた、過去の経験に基づく実機によるトライ＆エラー方式では対応できなくなった。
【０００５】
そのため、実機で検討する前にＣＡＥによる表面割れの有無を事前に精度高く予測する必要があるが、上記の非特許文献１に係る「延性破壊の条件式」等を使用しても、割れが生じる部位と応力値の高い部位とが異なることがあるため、鍛造金型を製作する前に表面割れの有無を精度高く予測することが困難で、これに代わる手法が求められている。
【０００６】
本発明は上記課題を達成するためになされたものであり、種々検討の結果、表面拡大率（伸び率）なる評価指標を用いることによって、割れの有無を事前により精度高く予測できることに着眼してなされた連続冷間鍛造方法である。
【課題を解決するための手段】
【０００７】
前記課題を達成するための第１の発明は、ｍａｓｓ％で、Ｃ：０.４５〜０.６０％、Ｓｉ：０.０３〜０.１５％、Ｍｎ：０.２０〜０．５０％、Ｂ：５〜５０ｐｐｍ、Ｔｉ：０.０２〜０．０５％、Ｎ≦：１００ｐｐｍであり、その他不純物元素を含む炭素鋼を完全球状化熱処理後、連続冷間鍛造するナックルスピンドルの製造方法であって、全鍛造工程における該ナックルスピンドルの半加工品または成形品の表面のすべての個所の表面拡大率（伸び率）を、前記炭素鋼の完全球状化熱処理後の限界表面拡大率（伸び率）以下とすることを特徴とするナックルスピンドルの連続冷間鍛造方法である。
【０００８】
第２の発明は、ｍａｓｓ％で、Ｃ：０.４５〜０.６０％、Ｓｉ：０.０３〜０.１５％、Ｍｎ：０.２０〜０．５０％、Ｂ：５〜５０ｐｐｍ、Ｔｉ：０.０２〜０．０５％、Ｎ≦：１００ｐｐｍであり、その他不純物元素を含む炭素鋼を完全球状化熱処理後、連続冷間鍛造するナックルスピンドルの製造方法であって、全鍛造工程における該ナックルスピンドルの半加工品または成形品のボール部内面の半径方向の表面伸び率を、１０以下とすることを特徴とするナックルスピンドルの連続冷間鍛造方法である。連続冷間鍛造においては表面拡大率が１０以下となるように工程設計、型設計を行うことにより半加工品または成形品の表面割れを防止することができる。
【０００９】
第３の発明は、ｍａｓｓ％で、Ｃ：０.４５〜０.６０％、Ｓｉ：０.０３〜０.１５％、Ｍｎ：０.２０〜０．５０％、Ｂ：５〜５０ｐｐｍ、Ｔｉ：０.０２〜０．０５％、Ｎ≦：１００ｐｐｍであり、その他不純物元素を含む炭素鋼を完全球状化熱処理後、連続冷間鍛造するナックルスピンドルの製造方法であって、全鍛造工程における該ナックルスピンドルの半加工品または成形品のボール部内面の半径方向の表面拡大率（伸び率）を鍛造素材鋼のロックウエル硬さを加味した限界表面拡大率（伸び率）を示す式（１）で求められる値以下とすることを特徴とするナックルスピンドルの連続冷間鍛造方法。
ρＡＲ＝２０-０.１２５ｈ・・・・・（１）
ρＡＲ：鍛造素材鋼の硬さを加味した限界表面拡大率（伸び率）  
ｈ:鍛造素材鋼の鍛造前のロックウエル硬さ（ＨＲＢ）
【００１０】
第４の発明は、第1乃至３の発明において、前記全鍛造工程が４つの工程からなり、その第３工程におけるボー基部の内面側のＲ形状が１０ｍｍ以上であることを特徴とするナックルスピンドルの連続冷間鍛造方法である。
【発明の効果】
【００１１】
本願発明は、連続冷間鍛造の各工程における半加工品または成形品の表面拡大率（伸び率）を表面割れの評価指標とし、該半加工品または成形品の表面のすべての個所の表面拡大率（伸び率）を鍛造素材の限界表面拡大率（伸び率）以下とすることによって、表面割れの防止を可能とするナックルスピンドルの連続冷間鍛造方法であるから、ＣＡＥによる応力計算値を使用する場合に比較して、連続冷間鍛造工程おける表面割れを容易に予測することができ、トライ＆エラーを繰返す必要がなくなるため、鍛造工程数を必要最小限とした最適の鍛造工程設計および鍛造型設計が可能となり、熱処理工程の廃止、製造準備期間の短縮、鍛造型の製作費用の削減ができるという効果が得られる。
【発明を実施するための最良の形態】
【００１２】
図１は本実施の形態に係る鍛造工程設計および鍛造型製作のフロー図である。
【００１３】
図１において、先ず第１作業において従来の経験またはデータベースに基づき、製品形状を睨んで所定の鍛造工程数と各工程の型形状（素材形状）を定める。
【００１４】
次に、第２作業において、各工程における素材表面のすべての個所の表面拡大率（伸び率）ρを三次元ＣＡＥにより算出する。
【００１５】
続いて、第３作業において、第２作業で算出した表面拡大率（伸び率）ρと鍛造素材のデータベース内の限界表面拡大率（伸び率）ρＡとの大小を比較する。そして算出した表面拡大率（伸び率）ρが限界表面拡大率（伸び率）ρＡより小さいとき、即ちρ≦ρＡのときには、鍛造工程数は確定され、鍛造型の製作に着手可能となる。
【００１６】
表面拡大率（伸び率）ρが限界表面拡大率（伸び率）ρＡより大きいとき、即ちρ＞ρＡのときは、第１作業に戻って、表面拡大率（伸び率）ρの大きい部位の形状を修正して第２作業以降の作業を繰返す。
【００１７】
また、第３作業において、表面拡大率（伸び率）ρが限界表面拡大率（伸び率）ρＡに対して余裕のあるとき、即ちρ≪ρＡのときには、第１作業における工程設計において、鍛造工程を削減して第２作業以降の作業を繰返し、逆に第３作業において表面拡大率（伸び率）ρが限界表面拡大率（伸び率）ρＡよりはるかに大きいとき、即ちρ≫ρＡのときは、鍛造工程を増加させる必要がある。
【００１８】
なお、上記第２作業において、表面拡大率（伸び率）ρは三次元ＣＡＥによって算出したが、プラスティシン実験によって測定することも可能であり、金型を製作した後に改修するとき、或いは金型に先行して試作金型を製作して金型形状を決定するときにはプラスティシン実験によって測定することが有効である。
【００１９】
上記のとおり、各鍛造工程における素材表面のすべての個所の表面拡大率（伸び率）ρを限界表面拡大率（伸び率）ρＡ以下にすることが必要であるが、上記フロー図の第２作業の実作業においては、素材表面の表面拡大率（伸び率）ρが限界表面拡大率（伸び率）ρＡに近いと予想される部位のみを選んでＣＡＥ解析を行えば目的を達成することができ、ＣＡＥの解析工数を低減できる。
【実施例】
【００２０】
ｍａｓｓ％で、Ｃ：０.４５〜０.６０％、Ｓｉ：０.０３〜０.１５％、Ｍｎ：０.２０
〜０．５０％、Ｂ：５〜５０ｐｐｍ、Ｔｉ：０.０２〜０．０５％、Ｎ≦：１００ｐｐｍ
であり、その他不純物元素を含む炭素鋼で完全球状化焼鈍材（引張り強さ５９０ＭＰａ）を鍛造素材に用い、鍛造工程設計と鍛造型製作に表面拡大率（伸び率）ρを適用したナックルスピンドルの連続冷間鍛造である実施例について以下説明する。
【００２１】
図２は本発明の実施例に係るナックルスピンドルの連続冷間鍛造の各工程における素材の形状図（断面）であり、図１に示す鍛造工程設計および鍛造型製作のフロー図に基づいて工程設計され、鍛造型の製作がなされたものである。
【００２２】
図２において、１０はナックルスピンドルであり、軸部２０とボール部３０で形成されている。このナックルスピンドル１０は４つの冷間鍛造工程で構成され、図（Ａ）は第１工程を示し、円筒状の鍛造素材のうち、主として製品の軸部となる部分が加工成形されている。
【００２３】
図（Ｂ）は第２工程であり、主として製品のボール部となる部分が加工成形され、図（Ｃ）は第３工程であり、第２工程に続いて主として製品のボール部がさらに加工成形されている。図（Ｄ）は最終工程となる第4工程であり、製品形状まで加工成形されている。
【００２４】
図３は本発明の実施例１に係るナックルスピンドルの連続冷間鍛造における三次元ＣＡＥによる変形解析図であり、図（Ａ）は円筒形状素材の1部（３角柱状体）を有限要素法
により３角形状のエレメントに分割したものであり、図（Ｂ）は図２に示す第３工程に達したときの素材およびエレメントの変化の状態を示している。また鍛造素材の中心部（Ｏ点）から外周部（Ｇ点）まで１００個の標点を設け、それぞれの標点間の表面拡大率（伸び率）ρを算出している。
【００２５】
なお、図３は変形をグラフィックに表現してはいるものの、目視によって表面拡大率（伸び率）ρを定量的に捕らえることは困難である。しかし、三次元ＣＡＥによる解析においては表面拡大率（伸び率）ρはデジタルに把握され、このエレメントの伸び率が所定の値を超えたところで表面割れが発生し、従来の延性破壊条件式等のように、割れの発生の判断基準とする応力の計算値の最大部位と表面割れの発生部位とが異なることがないので、表面割れの評価が容易にできる。
【００２６】
図４は本発明の実施例に係る連続冷間鍛造の第３工程におけるパンチの表面形状を示す外形線図であり、後述の比較例についても実施例と対比して表示している。
【００２７】
表１は実施例の第３工程と第４工程について表面拡大率と最大主応力を一覧表示したものであり、合せて後述の比較例についても実施例と対比して表示している。
【００２８】
表１において、実施例１の第３工程は図２に示すようにナックルスピンドルのコーナＲを１５ｍｍとしたものであり、表面拡大率（伸び率）ρが７.９であり、最大主応力σ０
が１２０ＭＰａであって表面割れは発生していない。また第４工程は表面拡大率（伸び率）ρが８.２であり、最大主応力σ０が６４０ＭＰａであって表面割れは発生していない。
【００２９】
これに対して、比較例１は実施例１と同じ４つの工程からなり、同一の素材鋼を使用しているが、鍛造型の形状が異なり（コーナＲ＝１ｍｍ）、表面拡大率（伸び率）ρが１６.８と大きく表面割れ（図３（Ｂ）矢印部）が発生している。
【００３０】
実施例２は比較例１に使用した鍛造型と同一型（図２に示すようにコーナＲを１ｍｍとしたもの）を使用して成形したものであるが、第３工程においては第２工程終了後、ボンデ処理を行ない潤滑を強化したことによってコーナＲが１ｍｍと小さいにも拘らず摩擦係数μが０.１０と小さく、表面拡大率（伸び率）ρが７.２であり、最大主応力σ０が−１０ＭＰａであって表面割れの発生はない。また第４工程においては表面拡大率（伸び率）ρが７.５であり、最大主応力σ０が７４０ＭＰａであって表面割れは発生していない。
【００３１】
比較例２は比較例１と同じ４つの工程からなり、同一の素材鋼、同一形状の鍛造型を使用し、第３工程は比較例１の第３工程に対して、潤滑剤の種類を変更することにより摩擦係数を減少させたものであり、表面拡大率（伸び率）ρが１３.４であり、最大主応力σ
０が２９０ＭＰａであって表面割れが発生していないが、第４工程においては表面拡大率（伸び率）ρが１３.８であり、最大主応力σ０が８５０ＭＰａであって表面割れが発生
している。
【００３２】
鍛造素材鋼のデータベースによると、上記実施例および比較例に使用した鍛造素材の限界表面拡大率（伸び率）ρＡは１０であり、引張り強さσＢは５９０ＭＰａである。
【００３３】
実施例１、２の第３工程における表面拡大率（伸び率）ρはそれぞれ７.９、７.２であり、４工程における表面拡大率（伸び率）ρはそれぞれ８.２、７.５であり、いずれも限界表面拡大率（伸び率）ρＡが１０以下であって、表面割れが発生していないことと符合する。実施例１、２の第３工程における最大主応力σ０はいずれも引張り強さ以下であり、４工程における最大主応力σ０はいずれも引張り強さを超えており、最大主応力σ０の値の如何に拘わらず、表面拡大率（伸び率）ρが限界表面拡大率（伸び率）ρＡ以下でありさえすれば表面割れが生じないことが分かる。
【００３４】
また、比較例１の第３工程と比較例２の第４工程において表面割れが発生したのは、表面拡大率（伸び率）ρがそれぞれ１６.８、１３.８で、いずれも限界表面拡大率（伸び率）ρＡを超えているためであり、表面拡大率（伸び率）ρが限界表面拡大率（伸び率）ρＡを超えれば最大主応力σ０の値の如何に拘わらず、表面割れが発生することと符合する。
【００３５】
比較例２の第３工程における表面拡大率（伸び率）ρは１３.４であり、限界表面拡大
率（伸び率）ρＡを超えているが表面割れの発生はなく、最大主応力σ０が２９０ＭＰａと小さい。即ち、表面拡大率が限界表面拡大率（伸び率）ρＡの１０を超える場合でも、最大主応力σ０が小のときは表面割れが生じない。
【００３６】
結局、表面拡大率ρを限界表面拡大率ρＡ以下にさえすれば、最大主応力σ０の値の如何に拘わらず表面割れが発生することがないので、応力の検討をすることなく、連続鍛造の工程設計を行うことができ工程設計および鍛造型の製作の効率化を図ることができる。特にプラスティシン実験によって表面拡大率を測定する場合に有効である。
【００３７】
表２は、表面拡大率と鍛造素材鋼の鍛造前のロックウエル硬さ（ＨＲＢ）を加味した限界表面拡大率と表面割れの関係を一覧表示したものである。図５は、表２をグラフ表示したものであり、直線（Ａ）は鍛造素材鋼の鍛造前のロックウエル硬さ（ＨＲＢ）を加味した限界表面拡大率を示し、表１の実施例、比較例およびその他の実施例（不記）に基いて求めたものである。表面拡大率が、このロックウエル硬さ（ＨＲＢ）を加味した限界表面拡大率以下の場合は割れが生じることはなく（○印表示）、超えると割れが生じる（×印表示）。
【００３８】
さらに詳細に述べると、表２、図５において、実施例４乃至６は表面拡大率が１０以下であり、最大主応力の値に関係なく表面割れは生じていない。これに対して、実施例３と実施例７は表面拡大率ρがそれぞれ１０.１、１１.９と前述の限界表面拡大率ρＡの１０を超えているが、素材鋼の硬さを加味した限界表面拡大率ρＡＲの１０.９、１２.０より小さいため、最大主応力を超えているか否かに拘わらず表面割れは生じていない。
【００３９】
限界表面拡大率が前述の１０より大きくなったのは、限界表面拡大率ρＡが鍛造素材鋼の鍛造前のロックウエル硬さ（ＨＲＢ）に依存し、この鍛造前のロックウエル硬さ（ＨＲＢ）が８０より小さい場合は限界表面拡大率が大きくなるためである。比較例３〜９はいずれも、表面拡大率ρが鍛造前のロックウエル硬さ（ＨＲＢ）を加味した限界表面拡大率ρＡＲを超えており、ロックウエル硬さ（ＨＲＢ）、最大主応力の値の如何を問わず表面割れが生じている。
【００４０】
図５中、直線（Ａ）は下記の式（１）で示される。
ρＡＲ＝２０−０.１２５ｈ・・・・・（１）
ρＡ：限界表面拡大率
ｈ：鍛造素材鋼の鍛造前のロックウエル硬さ（ＨＲＢ）
【００４１】
ナックルスピンドルの半加工品または成形品の表面のすべての箇所の表面拡大率（伸び率）を求め、その値が１０を超える場合は、上記の式（１）によって求めた素材鋼の鍛造前のロックウエル硬さを考慮した限界表面拡大率（伸び率）ρＡＲを求めてその値と比較し、その値より小さい場合には、表面割れが生ずることはないので、限界表面拡大率（伸び率）の適用範囲が拡大し、鍛造型の限界設計が容易となる。  
【００４２】
【表１】
2006150445.tif 000003
【００４３】
【表２】
2006150445.tif 000004
【００４４】
上述の通り、本実施例によると表面拡大率（伸び率）ρによって、三次元ＣＡＥによる応力計算値を使用する場合に比較して、連続冷間鍛造工程おける表面割れを容易に予測することができるので、トライ＆エラーを繰返す必要がなくなり、鍛造工程数の削減を可能とする最適の鍛造工程設計および鍛造型設計が可能となり、熱処理工程の廃止、製造準備期間が短縮でき、鍛造型の製作費用の削減もできる。
【図面の簡単な説明】
【００４５】
【図１】本実施の形態に係る鍛造工程設計および鍛造型製作のフロー図である。
【図２】本発明の実施例に係るナックルスピンドルの連続冷間鍛造の各工程における素材の形状図である。
【図３】本発明の実施例１に係るナックルスピンドルの連続冷間鍛造における三次元ＣＡＥによる変形解析図である。
【図４】本発明の実施例に係る連続冷間鍛造の第３工程におけるパンチの表面形状を示す外形線図である。
【図５】表面拡大率と鍛造素材鋼の鍛造前のロックウエル硬さ（ＨＲＢ）と表面割れの関係を示したグラフである。
【符号の説明】
【００４６】
１０・・・ナックルスピンドル
２０・・・ボール部
３０・・・軸部
【図１】
2006150445.tif 000005
【図２】
2006150445.tif 000006
【図３】
2006150445.tif 000007
【図４】
2006150445.tif 000008
【図５】
2006150445.tif 000009