コルゲート容器成形技術の開発
兵庫県立大学大学院 工学研究科教授 原田 泰典（平成 29 年度 一般研究開発助成 AF-2017005）
キーワード：深絞り加工，コルゲート，成形性

１．研究の目的と背景施した工具鋼 SKD11 を用いた．

電子機器や制御機器などの産業用筐体では，耐食性や耐段ボール紙断面のような空隙を有する構造を再現する

熱性などの機能性とともに軽量かつ高強度が求められてため，容器側壁部が波形状を有するコルゲート容器を通常いる１）．自動車や航空機などの搬送機器の場合，省エネのの円筒容器でサンドイッチするように設置，つまり鋼球を２）ための軽量化が進められている ．例えば，燃料電池用筐配置したローラダイの上下に通常のダイを設置した．図２

体では，軽量化のために強度は維持したまま薄肉化が求めに，成形に使用した複合ダイス(a)およびローラダイ(b)の３）られている ．また，深絞り加工によって製造される容器概略および外観を示す．中央ダイであるローラダイにおいでは，機能性材料の利用で高付加価値製品を生み出すことて，容器側壁部に波形状を有するためにダイ肩部に鋼球を４）が積極的に行われている．
強度向上のため，部分的厚肉化隙間なく配置してある．また，鋼球は深絞り加工中に回転やエンボス加工５）などが行われている．

可能となっている．表１に，クラッド容器における加工条一方，建築用として用いられている外壁板や梱包として件を示す．

用いられている段ボール紙では，波形状構造であるコルゲートによって薄板自体の剛性を高めている６）．また，衝突時のエネルギ吸収用車両床材として，機能性パネルの開発が行われている７）．金属製薄肉容器においても波形状に加工することで容器自体の強度は改善することが知られている８）．もし深絞り加工によって容器側壁部にコルゲートの形状を施すことが出来れば，強度の改善が期待できるのではないかと考えた．そこで，予備的な基礎実験ではあるが，純チタンや鉄鋼材料などの金属板を用いて，容器側壁部に対して波形状加工を試みた．具体的には，ダイ肩部を波形状にするため，肩部を鋼球で配列したダイを用いた深絞り加工を試みた９）．試行錯誤の結果，容器側壁部を凹凸形状に成形できることが得られた．純チタンでは 70 mmから 100 mm の範囲で壁割れや底割れは発生せず，波形状容器の成形が可能であることが分かった．また，極低炭素鋼やステンレス鋼においても良好な成形性を示すことが分かった１０）．

図１

複合ダイスの概略

本研究では，深絞り加工によって機能性のある付加価値の高い容器の成形を行うため，コルゲート構造を有するクラッド容器成形技術の開発を行うことを目的とする．段ボール紙のようにコルゲート構造を有する容器の成形を試
み，容器のひずみ分布や硬さ分布について調べ，また圧縮試験による圧縮強度について評価を行った．

２．実験方法
2・1

実験装置の概要

深絞り加工は油圧式プレス加工機を用いて室温で行った．しわ抑えの負荷は約 10 kN である．潤滑剤は市販の(a) 複合ダイス(b) ローラダイ

二硫化モリブデン系潤滑剤を使用した．図１に，深絞り加工装置の概略を示す．パンチは先端コーナ半径 3 mm で，直径 39～40 mm である．パンチとダイは，標準熱処理を

図２

成形用複合ダイスの外観

表１

深絞り加工条件
10 kN

3・1

材質

SKD11, 60HRC

複合ダイスを用いてコルゲートクラッド容器の成形を

直径

39 - 40 mm行った．図３に，成形後の純チタンコルゲートクラッド容

コーナ半径

3 mm

器の外観を示す．ブランクはすべて純チタンである．また，

材質

SKD11, 60HRC

構成する容器の初期ブランクの厚さは，内側 0.3 mm，中穴径40 - 40.8 mm

央 0.4 mm，外側 0.4 mm である．コルゲートクラッド容器

コーナ半径3 mm

において底割れや壁割れなどの破壊は発生せず，成形が可

材質

SKD11, 60HRC能であることが分かった．通常の円筒容器である内側およ穴径（内接）41 mm

び外側の容器では，開口部で異方性による耳の発生が確認

材質

SUJ2, 800HV

直径10 mm

材質

SKD11, 60HRC

穴径46.4 - 46.6 mm

コーナ半径3 mm

しわ抑え力
パンチ

上部ダイ

ローラダイ
鋼球

下部ダイ
潤滑剤
2・2３．研究成果

二硫化モリブデン系
実験材料

試験材料はおもに市販の純チタン JIS1 種 TP270 と JIS2
種 TP340 で，板厚は TP270 では 0.3 mm，0.4 mm，0.5 mmで，TP340 では 0.5 mm である．一部，鉄鋼材料であるス
テンレス鋼 SUS304 と極低炭素鋼 SPCC を用いた．円板状コルゲートクラッド容器の外観された．また，外側容器では，開口部の一部で材料が座屈している部分が確認された．しわ抑え力が低下したため，円周方向の圧縮応力に対して材料が変形しやすくなったと考えられる．
成形性に及ぼすブランクの材質の影響を調べるため，純チタンから鉄鋼材料であるステンレス鋼 SUS304 や極低炭素鋼 SPCC に変化させて成形を行った．コルゲートクラッ
ド容器における破壊は見られず，良好な成形性を示した．
図４に，鉄系ブランクから成形を行った SPCC(a)およびSUS304(b)の容器の外観を示す．構成する容器の初期ブランクの厚さは，内側 0.3 mm，中央 0.4 mm，外側 0.4 mmである．

試験片であるブランクは，直径 80 mm と 85 mm の 2 種類で，ブランキングによって作製した．
2・3

純チタンの工具への焼付き防止受け入れた純チタン板をそのまま深絞り加工を行うと，金型工具との激しい焼付きが発生しやすい１１）．そのため，ブランクや工具へのテフロン剤の塗布すること１２），大気中加熱や電気化学などによる酸化皮膜処理を行うこと１３，
１４），などが焼付き防止に有効であることが知られている．

本研究では，純チタンブランクに対してテフロン剤の塗布

図３

チタンコルゲートクラッド容器の外観を行った．
2・4

容器の評価

容器における板厚の測定は，ミツトヨ製マイクロメータ
APB-3D を用いた．薄板の圧延方向を 0°とし，圧延方向に対して 45°方向と 90°方向も含めた 3 方向において測定を行った．測定箇所は容器底部の中心を起点とし，各方向の開口部に向かって，コーナ部手前までは 2 mm 間隔で，またコーナ部から側壁部の中央部までは 1 mm 間隔で測定を行い，それ以降は 2 mm 間隔で測定を行った．
容器における硬さの測定は，ミツトヨ製 HM-124 を用い(a) SPCC
図４(b) SUS304

鉄系コルゲートクラッド容器の外観た．容器における測定は，円周方向と半径方向の 2 方向で行い，板厚中央付近を 5 点測定し，その平均値を求めた．
容器の強度は圧縮試験によって評価を行った．圧縮試験は精密万能試験機インストロン社製 5982 型を用い，クロスヘッド速度 5 mm/min で行った．得られた荷重ー変位曲線から最大圧縮力を求めた．容器は底部から高さ 25 mmとし，開口部をワイヤーカットで切断した．
図５純チタンクラッド容器の側壁部内部の構造

0.3

内側容器

板厚ひずみ0.2

中央容器
外側容器0.10

図６

鉄系クラッド容器の側壁部内部の構造-0.1

クラッド容器において，側壁部内部の成形状態は不明で0ある．そこで，容器側壁部の内部構造を調べるため，容器中央部において幅 6 mm を切断して容器断面の観察を行った．図５に，側壁部中央断面の外観を示す．構成する容器

102030405060

容器底部中心からの距離 / mm
図７

クラッド容器のひずみ分布

初期板厚：内側 0.3mm，中央 0.4mm，外側 0.4mmの初期ブランクの厚さは，内側 0.3 mm，中央 0.4 mm，外側 0.4 mm である．断面は規則的な波形状を呈しており空0.3隙が見られ，コルゲート構造を呈していることが分かった．
同様に，鉄系コルゲートクラッド容器の内部構造につい3・2 板厚ひずみ分布
純チタンコルゲートクラッド容器の板厚ひずみ分布を調べるため，容器の中心から開口部に向かってひずみの測定を行った．図７に，構成する各容器における板厚ひずみ

板厚ひずみ

規則的な波形状が見られた．

内側容器0.2て調べた．図６に容器中央付近の切断断面の外観を示す．

中央容器

0.10分布を示す．初期ブランクの板厚は，内側 0.3 mm，中央0.4 mm，外側 0.4 mm である．内側容器から外側容器に向かうにつれて，側壁部におけるひずみの増加量が低減して

外側容器-0.10102030405060

容器底部中心からの距離 / mmいることが分かる．このことから，内側容器では加工が厳しくなっていることが分かる．また，コルゲート形状を示す中央容器において，底部コーナ部付近でひずみの急激な図８

クラッド容器のひずみ分布

初期板厚：内側 0.5mm，中央 0.5mm，外側 0.5mmピークが見られた（図中，矢印）．
コルゲートクラッド容器の構成する容器において，板厚ひずみに及ぼすブランクの初期板厚の影響について調べた．図８に，構成する各容器のおける板厚ひずみ分布を示す．ブランクの初期板厚は，すべて 0.5 mm である．ブランクの初期板厚を増加した場合，ひずみ分布にあまり変化は見られなかった．すなわち，外側容器のひずみの増加量は内側容器のそれに比べて低減した．

3・3 中央容器における板厚ひずみのピーク
コルゲート形状を示す中央容器において，底部コーナ部

図９

中央容器の鋼球接触領域付近でひずみの急激な増加が見られた．通常の深絞り加工において，容器底部コーナにおいて板厚の減少することが
１５）

図１０に，板厚ひずみのピークを生じるメカニズムの概，急激な板厚の上昇はコルゲート容器

略を示す．図(a)に示すように，中央容器に成形されるブの特徴と考えられる．このピークを示す容器の領域は，鋼ランクは，深絞り成形中の領域において鋼球によって変形球が中央のブランクと最初に接触する位置に相当する．図を受ける．変形を生じている材料において，接触した鋼球９に，中央容器における鋼球の初期の接触領域を示す．鋼

近傍の材料表面は拘束がないため，塑性流動が生じやすい．

球と接触した領域の材料は深絞り成形中に変形している

図(b)に示すように，材料表面への塑性流動によって増肉ため，鋼球との接触領域の材料は塑性流動が生じやすくなすることになる．このため，板厚ひずみが急激に増加してると考えられる．

ピークが生じたと考えられる．

知られているがビッカース硬さ / HV

200
内側容器

190

外側容器

180170中央容器
160150底部コーナ中央140(a) 中央容器への鋼球の接触-4-20246810

底部中央からの距離 / mm
A

図１１

クラッド容器の硬さ分布02040(b) 塑性流動による増肉領域
図１０

荷重 / ｋN

302010板厚ひずみピークのメカニズム

03・4 硬さ分布
深絞り加工によって成形された純チタン容器において，塑性変形に伴う加工硬化が生じているため，容器の硬さに

図１２4060
変位 / mm80

3 層クラッド容器の荷重－変位曲線ついて調べた．図１１に，構成する各容器における容器底部中央から開口部までの硬さ分布を示す．ブランクの初期板厚はすべて 0.5 mm である．また，ブランクの初期硬さ40は平均 140 HV であった．各容器において，硬さ分布に違いはあまり見られなかった．容器底部から開口部に至って，30であった．中央容器では底部コーナ付近において，硬さの減少が見られた．この領域は板厚ひずみの急激な増加が見られた領域と一致していることから，加工硬化が十分に進まなかった領域と考えられる．

3・5 深絞り加工の荷重ー変位曲線

荷重 / ｋN

硬さの増加が見られ，開口部の硬さは初期硬さの約 1.4 倍2010

コルゲートクラッド容器の深絞り加工における荷重推移の特徴について調べた．図１２に，純チタン 3 層のコルゲートクラッド容器の荷重ー変位曲線を示す．ブランクの00204060
変位 / mm

図１３

荷重－変位曲線

初期板厚はすべて 0.5 mm である．加工に伴い荷重は増加し，２つのピークが見られた．これらのピークにおいて同80程度の最大荷重を示し，約 32 kN であった．最初のピークは中央容器を，また次のピークは外側容器を成形している

図１３に，内側と中央の 2 層クラッド容器の成形で得ら際に生じたと考えられる．そこで，外側の容器を除いた内れた荷重ー変位曲線を示す．最初に現れたピークは中央容側と中央の容器のみにおける試験を行った．

器の成形であることがわかった．

3・6 圧縮による強度評価
80

チタンコルゲートクラッド容器の強度を評価するため，圧縮荷重 / ｋN

圧縮試験を行った．ブランクの初期板厚はすべて 0.5 mmである．図１４に，圧縮荷重ー変位曲線を示す．容器底部

60の変形が進んだ後，圧縮荷重が急激に増加した．最大荷重を示したとき，容器側壁部に座屈が生じた．最大荷重は約4076 kN であった．
図１５に，圧縮試験後の容器の外観を示す．ここで，容器底部中央の孔は容器開口部の端面を切断する際に固定20用治具に設置するためのものである．容器側壁部において座屈が見られ，座屈直前に最大荷重を示した．また，座屈00246810後の底部付近においてはコルゲート構造が見られ，破壊は12生じていないことが分かった．

変位 / mm
図１４

コルゲートクラッド容器の強度について，単板から深絞圧縮荷重－変位曲線

り加工した通常容器とコルゲート容器に対して圧縮試験を行い，最大圧縮強度について比較検討を行った．図１６に，単板から深絞り加工した通常容器とコルゲート容器における荷重ー変位曲線を示す．通常容器およびコルゲート容器の最大圧縮荷重は，11 kN および 13.5 kN であった．
コルゲートクラッド容器の最大圧縮強度は約 76 kN であり，単板から成形された通常容器およびコルゲート容器に比べて約 6.9 倍および約 5.6 倍であることが分かる．容器側壁部の座屈が生じるまでコルゲート構造の状態を維持していることから，コルゲートクラッド容器の圧縮強度は高いことが分かった．

４．おわりに
本研究では，ダイの肩部に鋼球を隙間なく配置したローラダイを用いて，通常のダイとローラダイを組みあせた複合ダイスによるコルゲートクラッド容器の成形を試みた．
得られた知見は次の通りである．
（１）チタンコルゲートクラッド容器において，成形後の
図１５

圧縮試験後の容器外観

容器に底割れや壁割れなどの破壊は発生せず，成形が可能であることが分かった．また，通常の円筒容器である内側20および外側の容器では，開口部で異方性による耳の発生が圧縮荷重 / ｋN確認された．
（２）鉄鋼材料を用いたコルゲートクラッド容器において，コルゲート容器

15

成形後の容器に破壊は発生せず，成形が可能であることが分かった．
10（３）純チタンおよび鉄鋼材料を用いたコルゲートクラッド容器において，容器側壁部の内部構造の観察から側壁部中央断面は規則的な波形状を呈して空隙が見られ，コルゲ通常容器5ート構造を呈していることが分かった．
（４）チタンコルゲートクラッド容器において，内側容器0から外側容器に向かうにつれて，側壁部におけるひずみの024681012変位 / mm増加量が低減していることが分かった．また，コルゲート形状を示す中央容器において，底部コーナ部付近でひずみの急激なピークが見られた．

図１６

通常容器とコルゲート容器における圧縮荷重－変位曲線（５）チタンコルゲートクラッド容器における板厚ひずみでは，容器底部コーナにおいて最も減少しており，減少率

は約 7 ％であることがわかった．

4) 林伸和・小林政教：塑性加工春季講演会講演論文集，Vol.2001 (2001)，37-38.

（６）チタンコルゲートクラッド容器において，コルゲー
ト形状を示す中央容器における底部コーナ部付近でひず

5) 西山貞雄，韓晶：軽金属，56-9 (2006),489-495.

みの急激なピークを生じることが分かった．

6) 三上英一，茨木孝昌，小林孝男，小高功：日本包装学（７）構成する各容器の初期板厚 0.5 mm であるチタンコ
ルゲートクラッド容器において，各容器における硬さ分布

会誌，13-4 (2004)，243-252.
7) 戸倉直，萩原一郎：日本機械学会論文集 A 編，76-765(2010)，564-572.に違いはあまり見られなかった．容器底部から開口部に至って，硬さの増加が見られ，開口部の硬さは初期硬さの約8) 高田進：包装技術，，27-12 (1989)，1506-1516.

1.4 倍であることがわかった．

9)（８）構成する各容器の初期板厚 0.5 mm であるチタンコ
ルゲートクラッド容器において，深絞り加工時の最大荷重

原田泰典：日本機械学会機械材料・材料加工技術講演
会論文集，Vol.23 (2015)，No.407.

10) 原田泰典，西久保祐貴，藤上剛広，田中一平：日本機は約 32 kN であることがわかった．

械学会機械材料・材料加工技術講演会論文集，Vol.26（９）構成する各容器の初期板厚 0.5 mm であるチタンコ(2018)，No.408.

ルゲートクラッド容器の最大圧縮荷重は約 76 kN である

11) 佐藤丈士，後藤学，前田康晴：日本機械学会論文集 C編，66-643 (2000)，1002-1007.

ことがわかった．

12) 阿高松男，上野泰司：材料とプロセス，Vol.17 (2004)，

謝 辞
本研究の遂行にあたり，公益財団法人天田財団の平成29 年度一般研究開発助成を賜りました．ここに深く感謝の意を表します．

13) 原田泰典，大野宏人，西久保祐貴：日本機械学会年次
大 会 講 演 論 文 集 (CD-ROM) ， Vol.2018 (2018) ，G0400303.

参考文献
1)

白土清：素形材，46-10 (2005)，6-12.

2)

山根健：MATERIAL STAGE，15-9 (2015) 67-71.

3)

大田晋志，朝倉淳，戸出晋吾：パナソニック技報，64-2(2018)，131-136.

269.

14) 村尾卓児：軽金属，55-11 (2005)，566-568.
15) Chung, S. Y., Swift, H. W.: Proc. Inst. Mech. Eng.,
165 (1951), 199-206.