Report
ホットスタンピングにおける潤滑特性とホットスタンピングにおける潤滑特性と影響因子の検討
影響因子の検討

写真位置
削除しないでください

因子の検討柳田*柳田明明

A. Yanagida
１．まえがきとなっている 4)．ロール径は 80mm で幅は 25mm とした．

近年，環境問題に端を発する自動車の軽量化や安全性

上下ロール間にばねを入れ接触圧を調整できる．給電電源向上といった観点から高強度鋼板の使用が積極的に行わは 5.0kW(最大 600A)を用いた．工具には平行部長さ 20mm，れている．鋼板強度が 1000MPa を越えると複雑な形状へもしくは 15mm で工具肩 R5 の SKD61 を用いる．のプレス成形は困難になる．そこで，高温に加熱することで成形性向上と低スプリングバックを可能とし，1500MPa の強度を持つ部材を得るためホットスタンピン

Pグが実用化されている．著者らは，熱間平板引抜を用いた潤滑性評価試験機を開発し，SPHC 鋼，ボロン鋼を用いて，圧縮装置(油圧)引張装置(ボールねじ)ホットスタンピングにおける潤滑特性を評価できることTFを示した 1,2)．試験片の表面性状，金型の表面粗さ，潤滑剤が摩擦係数に及ぼす影響を調査し，熱間鍛造用潤滑剤を用いることで摩擦係数をドライの 0.5 から 0.3 まで低減することを示した 1)．

通電ロール(移動可能)

試験機の特性上，引抜き速度と試験片の温度設定を独立して行えないこと，圧縮力の微調整が困難なことから，

図 1 試験装置模式図

引抜速度や材料の変形抵抗と面圧の関係などの検討が十分になされておらず潤滑特性におよぼす個々の影響因子の検討が必要とされる．そこで低摩擦化技術，潤滑特性の影響因子の検討を行うために，個々の影響因子を分離した試験を可能とする熱間潤滑評価試験機を新たに開発し，引抜き速度，加工圧力，金型コーティング等が潤滑特性に及ぼす影響を調査した結果を示すとともに，潤滑剤の開発および鋼板のスケール厚さやめっき層が深絞り時のフランジ部における摩擦係数に及ぼす影響を，ブランクホルダに作用する水平力を測定することにより調査

図 2 装置の外観した結果を示す．

表 1 試験機特性
Compression load PMax･20kN
Tension load TF
Max・10kN
Stroke : compression, tension
50mm, 300mm
Tension speed VMax･30mm/s

２．熱間潤滑評価試験機の開発
 評価試験機の構成
熱間潤滑性評価試験機の模式図，外観をそれぞれ図 1, 2に示す．試験機は垂直圧力用の油圧アクチュエータ，通電ロール，張力装置から構成される．試験機の主な仕様は表1 に示す．油圧アクチュエータにより負荷される押付け荷 実験方法

重の最大値は 20kN である．出口側引抜き装置はボールネ

通電ロールの配置は圧縮工具を(a)挟み込むように設置

ジ装置により駆動し，その最大値は 10kN である．ロードする方法(図 1)と(b)手前に設置する 2 通りの方法がある．

セルにより押付け荷重 P および引抜き荷重 TF が検出され(a)の方法では圧縮時に通電を停止する必要があるが均熱る.通電ロールは板材の走行に際し，ロールが走行速度と部が圧縮工具の直下にあるため，摺動温度を制御しやすい．

同じ速度で滑らかに回転することで安定した給電が可能(b)では，連続的に加熱された状態で試験を行うことがで* 東京電機大学

工学部 先端機械工学科教授- 21 -きるが，通電ロール出側での温度低下が大きいため今回はや変動がみられるものの均一に負荷されていることがわ(a)の配置を用いた．

かる．
1000

対を挿入して測定する．試験片は通電ロールに通し，端部を引抜き用チャックに取り付ける．通電を開始し，試験片2.0度を保持する．その後，電流を止め，一定速度で引抜きを行うと同時に垂直負荷を与えることで摩擦係数の測定を行う．摩擦係数 µ は引張荷重 TF と圧縮荷重 P から式(1)をTemperature /oC

800を 920℃まで加熱し，加熱開始から 4 分間経過するまで温用いて算出する．

1.6TemperatureAB

Tensile load

600Compression load

4000.8B A

200µ=TF/2P

1.2Load /kN

試験片の温度は試験片側面に1mm の穴をあけ K 熱電

0.480100(1)0242230

2432442452462470.0248Time /s 試験材料の昇温特性

図 4 摺動時の温度と荷重の測定結果(V=10mm/s, P=1kN)

 試験材料に 22MnB5(0.22%C, 1.2%Mn, 0.002%B)鋼板を用いた．Al-Si めっき(付着量 80g/m2) が施してある．本３．加工条件の影響 平板引き抜き試験 5)

稿ではすべてにおいてこの鋼材を用いるが一部，非めっき材も用いた．試験片サイズは幅 15mm，厚さ 1.6mm，

 試験条件

長さ 450mm とした．電極間距離を 230mm とした. 入側試験片は, 2.3 節と同一の材料を用いた．電流を流し，試の加熱ロールの直下を基準として 100mm の位置を A 点

験片を約 2 分で 900℃まで加熱し，加熱開始から 4 分間経(圧縮工具の入側)としそこから 20mm 手前の位置を B 点過するまで温度を保持した．4 分間経過後，電流を止め 6とし，試験片側面に K 熱電対を挿入した．図 3 に昇温特秒間空冷を行う. その後，垂直負荷を与えると同時に試験性を示す．電極間の中心に近い A 点の温度が B 点と比べ片を一定速で引抜きを行う．摺動開始時の試験片温度はてやや高い結果となったが摩擦係数を測定する範囲での800℃程度となる．表 2 表に熱間潤滑評価試験の実験条件

均熱性は高い．

を示す．そこで，圧縮荷重は引抜き距離 2～26mm の平均が 0.5kN～0.8kN，0.8kN～1.2kN，1.2kN 以上の 3 種類になTemperature /oC

1000

るように行った．2.0kN 以上の荷重では引抜き時に試験がAB破断してしまった．荷重変動がみられたが，代表荷重値と800

して 0.7, 1.0, 1.5kN として表記する． 平均面圧はそれぞれ，2.3, 3,3, 5.0 MPa となる．工具平行部長さは 20mm と600

し，工具表面粗さは 0.10µmSa とした．
400

B A

表 2 実験条件

80200

100
230

0050100

150200250Time /s

図 3 昇温特性(t=1.6mm, w=15mm)

Compression load

0.5～2.8kN

Electric current

230～300A

Sliding distance

30mm

Sliding velocity

3，10，20mm/s

Distance between electrodes

230mm 標準的な摩擦係数の測定例

 結果と考察

測定例として，引抜き速度 10mm/s で，圧縮荷重を(a) 引抜き速度の影響1.0kN(面圧 3.3MPa)として引抜きを行った．エメリー紙を用いて，引抜き方向に垂直に研磨し，工具粗さは 0.2µm Raに調整した． 図 4 に温度と荷重の測定例を示す． 総加熱

図 5 に圧縮荷重 1kN における引抜き速度別の摩擦係数の一例を示す．この結果から，引抜き距離が 2mm 以降で摩擦係数が安定していく傾向にあることが分かる.また通時間 240s で給電を停止し試験片を移動させる．2 秒後に電加熱がアルミめっきの合金化に及ぼす影響も調査する

加圧を開始する．図より移動時は 23℃/s で冷却され，A 点必要がある．図 6 に引抜き距離 2～26mm の摩擦係数の平は 890℃で工具へ導入され，工具に接触することで 500℃均値 µm の速度による変化を示す．この結果より引抜き速まで温度が低下する．B 点では入側で 840℃，出側での温度が遅いと摩擦係数が低くなることが分かる．これは引抜度 500℃となった．工具温度が上昇するので引抜き後の温き速度が遅いため，試験片温度が低下したことが原因とも

度は B 点の方がわずかに高くなっている．圧縮荷重はや考えられる．この結果からある一定以上の速度になると摩- 22 -

擦係数が一定になることが分かる．図 7 に引抜後の工具表面写真を示す．引抜速度 10mm/s, 3mm/s ともに表面にアルミめっき層が付着していることが確認された．光の当たり(a)方により見え方が異なっているが，10mm/s の方がその付着量は多い．図 8 に引抜き後の試験片の表面写真を示す．
いずれの速度においてもスクラッチ痕が確認され，掘り起(b)し現象による摩擦の増加が摩擦係数の引抜き速度の依存の主たる原因ではなく，引抜き速度が遅いと工具-材料界面の温度が低下するため，アルミめっき層の接触界面での(c)状態が異なるために摩擦係数が変化するのではないかと推測される．
1.0

引抜き方向Coefficent of friction

0.8

図 8 引抜後の工具表面 引抜速度    (a) 3mm/s, (b) 10mm/s, (c) 20mm/s

0.6(b) 圧縮荷重の影響

0.4

図 9 に圧縮荷重の違いによる摩擦係数の変化を示す．摩0.2

擦係数は引抜き距離 2～26mm の摩擦係数の平均値である．

3mm/s
10mm/s20mm/s0.005

この結果より圧縮荷重による摩擦係数の変化は少ないことが分かる．
101520251.0

Mean coefficient of friction, mSliding distance /mm

図 5 摩擦係数と引抜き距離の関係

Mean coefficient of friction, m1.0Compression load 1.0 kN
0.80.60.80.60.410mm/s
20mm/s

0.20.00.40.51.01.5Compression load / kN0.2

図 9 圧縮荷重と摩擦係数の関係

0.00510152025(c) 試験片幅の影響

Sliding speed /mm・s-1

図 6 引抜き速度による摩擦係数の関係(2～27mm)測定された摩擦係数は過去に著者ら 1,2)が異なる装置および試験片寸法(幅 20mm，板厚 2.0mm)で測定した引抜速
度 10mm/s，で同程度の圧縮圧力の場合と比べて高い結果となった．工具の引抜方向長さと試験片の幅が 4:3 過去の1:1 に比べて小さいことが起因していると考えられたため，板幅 20mm での試験を行った．図 10 に面圧を約 2.3MPaに揃えた時の引抜き距離と摩擦係数の関係を示す．図 145mm

引抜き方向(a) 10mm/s

引抜き方向5mm(b) 3mm/s

より板幅を広くし，工具の平行部長さと同等にすることで摩擦係数低が下している．引抜き後のアルミめっきの工具への凝着幅が 15mm と 20mm で大きな違いがなかったことが確認されたことから，板幅が狭いと凝着の影響が大き

図 7 摺動後の工具表面く表われ摩擦係数が高くなると考えられる．

- 23 -

1, 3, 5, 7, 9 回目の試験時には，レーザ顕微鏡(KEYENCE:

1.00.8

Coefficent of friction

VK-X150)により工具表面の凝着物の厚さから付着量を測

Workpiece width
15 mm20 mm定する．測定部は工具入側部の 17.6mm 幅，7.5mm 長さ 2を 10 倍の対物レンズを用いて測定した．測定位置を図 110.6に示す．
 試験結果と考察

0.4

図 12 に摩擦係数の測定結果を示す．コーティングなしと AlCrN では 15mm 以降で定常状態となり 1，3 パスでは0.20.5 程度となったが 5 パス以降では 0.47 に低下した．また，定常状態では DLC においてはパス数によらず摩擦係数は0.0510152025Sliding distance /mm0.4～0.45 となった．図 13 に入側部での凝着量を示す．図13 からコーティングなしでは 1 パスで工具に多くの凝着

図 10 摩擦係数と引抜距離物が観察され試験パス数に伴い増加した．コーティングを施すことで凝着量が減少した．図 14 に 9 パス終了後の工４．金型コーティングの影響 6)

具の外観を示す図 14 よりコーティング無し，AlCrN では

金型に付着したアルミめっきは寸法精度影響を及ぼす工具の全体に凝着物が見られるのに対して，DLC では，ため金型の再研削が必要である．コーティングが付着物

入側部のみに凝着が観察され，DLC は凝着が起こりにくに及ぼす影響を調査した．

く，それにより摩擦係数をわずかではあるが低下させるこ 実験方法とが出来ると考えられる．

工具平行部 15mm の工具(0.1µmSa)を用いて引抜き速度10mm/s, 圧縮荷重を 2.8kN，摺動距離を 70mm とした．試
験片は 2，3 章と同じである．工具の再研磨は行わずにそのまま次の試験を行う．コーティング厚は 2µm で AlCrN，DLC-Si の表面粗さはそれぞれ 0.12，0.13µmSa となった．
Drawing direction

Specimen width

Observed area

10mm

Amount of adhesion volume/mm300.06

0.04
0.02
0.00

10.4
0.3

1Pass
5Pass
9Pass

0.20.1

3Pass
7Pass

0.5
0.4
0.3

10(a)コーティング無0.170

   0103Pass
7Pass

20 30 40 50 60
Sliding distance/mm70  (b) AlCrN
図 12 摩擦係数の測定結果

0.40.31Pass5Pass
9Pass

0.20.10010(a)コーティング無  (b) AlCrN

図 14 9 パス加工後の工具表面の外観- 24 -3Pass
7Pass

20 30 40 50 60
Sliding distance/mm(c) DLC

   10mm



DLC

0.5

Drawing direction

20 30 40 50 60
Sliding distance/mm

1Pass
5Pass
9Pass

0.20090.6
Coefficient of friction/μ

Coefficient of friction/μ

Coefficient of friction/μ0.57

図 13 付着量の変化
0.60.6



5PassAlCrNDry

図 11 付着量の測定位置

03(c) DLC

70

５．ホットスタンピン用潤滑剤の開発  Mean coefficient of friction µ

成形荷重の低減や成形性，工具寿命の改善を目的としてホットスタンプ用の潤滑剤の開発を行った．
 摩擦係数の測定
潤滑特性評価試試験装置は文献 1),2)で用いた装置であり，2～4 章とは異なる．市販の水溶性熱間鍛造用潤滑剤をベースとして固体潤滑剤として膨潤性マイカ，非膨潤性マイカ，メラミン酸縮合物，チタン酸カリウムおよびセルロース粉末を加えた．固体潤滑剤の含有量は 5%とした．一覧を表3 に示す．工具は，幅方向に研磨し，工具表面粗さを0.2μmRa とした．試験材料は厚さ 2mm，幅 20mm，長さ
図 16 固体潤滑剤濃度 5%を含有した場合の平均摩擦係数2000mm の Al-Si めっき 22MnB5 鋼板を用いた．加熱炉設
定温度(赤外線イメージ炉)を 720°C とすることで鋼板は970℃に加熱され，炉から出た後に放冷により工具入口部で  熱間深絞り試験

は 700℃程度となる．引抜き速度 10mm/s で圧縮荷重を前項で低い摩擦係数となった潤滑剤 A1，A2 を用いて熱3.5kN として，引抜き距離 70mm で引抜き試験を行った．

間深絞り試験を行った．ブランク径は 80mm，板厚は固体潤滑剤濃度 5%を含有させたホットスタンピング用潤1.6mm を用いた．工具形状に関しては 6 章に示す．960℃

滑剤を用いた場合の結果を図 15 に示す．図 15 より摩擦係に熱した加熱炉に試験片を 240s 保持し，試験片を 10s 以

数は潤滑剤に依存しており，すべり距離が約 20mm から内に試験機にセットし加工を行う．潤滑剤塗布の場合，ブ40mm までほぼ一定であった．すべり距離が 40mm を超える

ランクホルダ及びダイ表面を 150℃に加熱し潤滑剤を噴と，各潤滑剤の摩擦係数はすべり距離とともに増加した．図

霧し乾燥させ潤滑被膜を付着させる．プレス中の荷重と変16 には 20mm から 40mm の間の平均摩擦係数を示す．図位をロードセルと変位計にて測定する．試験片がパンチに16 より，各潤滑剤ともにベース潤滑剤 A よりも低くなった．ま触れた点を加工開始点とし，36mm/s で加工する．異なるた摩擦係数が固体潤滑剤に依存していることが分かった．

潤滑剤を用いて成形性を評価した．この時，絞り比 =1.6，特に，膨潤性マイカを加えた潤滑剤 A1 を用いたときに平均BHF=10kN，ストローク 15mm とした．図 17 に半径流入摩擦係数が最も低く 0.17 の値になった．

量を示す．潤滑剤 A1 の流入量が大きく，図 16 の結果と同様に潤滑剤 A1 は高い潤滑効果を示した．

Flange draw-in length /mm

表 3 潤滑剤の成分
Compositions
Hydrophilic polymer 1 + Mineral salt
Lubricant A + Swellable mica
Lubricant A + Non-swellable mica
Lubricant A + Melamine cyanuric acid
Lubricant A + Potassium titanate
Lubricant A + Cellulose powderLubAA1A2A3A4A50.80.84

BHF 10kN ,= 1.6, stroke 15mm

3Fractured
21Coefficient of friction µ0Dry

0.6
0.6
0.40.4６．熱間深絞り試験による摩擦係数の測定 A4

平板引抜き試験では，塑性変形が起きない弾性域での摩擦係数であり，実際の加工中の界面状態とは異なる．よっ

0.2
0.20Lub. A1 Lub. A2

図 17 潤滑剤とフランジ流入量の関係

A3ALub. A

A100A5A21020 3030 4040 5050
10 20Sliding distance /mmて深絞り中の鋼板のスケール厚さやめっきが深絞り時のフランジ部における摩擦係数に及ぼす影響を，ブランクホルダに作用する水平力を測定することにより調査した．

6060

図 15 固体潤滑剤濃度 5%を含有した場合の摩擦係数

 試験方法
(a) 試験装置
 摩擦係数の算出方法を図 18 および式(2)に示す 9)．ブラの変化

ンクホルダは図 18 のように分割されており，矢印のよう- 25 -(b)加熱条件な摩擦成分力が働く．摩擦力の全周にわたる総計を F とし，分割面に直角な方向の力 Fv は，摩擦係数 µ，しわ押

2 通りの加熱方法を用いた．1 つは 950℃に熱した加熱

さえ力 H とするとき (2)式のように表される．Fv は分割炉で試験片を加熱する．もう一方はスケールの成長を抑えされたブランクホルダ間に設置した 2 つのロードセルでるために加熱炉内であらかじめ予熱させた，直径 100mm，測定しており，ブランクホルダとブランクホルダガイドの厚さ 10mm のステンレスプレート(SUS304)で挟み込んでクリアランスは 0.2mm とし摺動摩擦を低減させるために加熱を行った．炉から取り出した 7s 後にガラス粉末をふ潤滑剤を塗布している．

りかけることで冷却中のスケールの成長を抑制 10)させ，スケール厚さを測定した．スケール厚さは抑制あり，無しFv  Hでそれぞれ 5µm, 26µm 程度であり，スケールの影響によ(2)る摩擦係数の変化を観察することが出来る．いずれも 240s保持し，試験片を炉から取り出した後 8s 以内に試験機にセットし加工を行い 10s 下死点保持する．搬送中の平均冷cos

却速度は約 22℃/s であり，試験は炉から取り出して 7～8s程度で加工が開始されていることからおよそ 800℃で加工が開始されている．
 結果と考察
 図 20 に摩擦係数-ストローク線図を示す．摩擦係数が急激に増加し，ストロークが増加していくにつれ安定していくことがわかる．急激な増加は静止摩擦によるものと考えられる．ストローク 10mm 以降に摩擦係数が下がっている

図 18 フランジに働く力のは，試験片が加工中に分割方向が長軸となるような楕円形となり徐々に水平力が下がるためか，合力 Fv が低下し試験装置の概略図を図 19 に示す．しわ押え力(BHF)をているためだと考えられる．

負荷するサブジャッキとしてエアシリンダを用いた．最大

摩擦係数の変位が安定しているストローク 5～10mm か時出力(1.96kN:空気圧 1.0MPa/1 機)であり，計 8 機配置し，ら摺動時の平均摩擦係数を求め，図 5 に示す．全体を通し最大出力は約 15.7kN となる．図 19 に示すようにしわ押えて Al めっき材に比べスケールがある場合に平均摩擦係数付与まではブランクホルダと試験片が触れ，急激な温度低が低くでている．BHF3.1kN で酸化抑制を行った場合に平下を抑えるためにピンにより支持している．加工速度は均摩擦係数がより低くなった．深絞り時のフランジ部のス36mm/s とした．熱間深絞り試験機はパンチ径 46mm, ダイ

ケールが成形することで細かくなり潤滑効果が観察され，ス径 50mm, ダイス肩半径 10mm, パンチ肩半径 7mm としスケール厚さが薄くなるとより微細になり．効果的に潤滑た．プレス中の荷重と変位をロードセルと変位計にて測定剤として作用したと考えられる．また，BHF6.3kN では摩し，加工後試験片の直径を計測する．熱間深絞り試験機の擦係数の減少が BHF3.1kN に比べて早い段階から減少し概略を図 2 に示す．試験片は板厚 1.4mm, 直径 80mm (絞ており，表面状態の差が定性的ではあるが得ることが出来り比 α=1.6)の非めっきおよび Al-Si めっき 22MnB5 鋼板をた．この理由は明らかではないが，半割ブランクホルダの用いた．試験はドライ条件で行い，しわ押え力は感度の変傾くことによりロードセルによって計測される水平力が化を見るために 3.1kN, 6.3kN の二種類で行った．

減少することが原因であると考えられる．

Uninhibited, 3.1[kN]
Inhibited, 3.1[kN]
Al-Si coated, 3.1[kN]

Coefficient of friction μ0.80.6Uninhibited, 6.3[kN]
Inhibited, 6.3[kN]
Al-Si coated, 6.3[kN]

0.40.20図 19 熱間深絞り試験金型の概略図

0510Stroke [mm]15

図 20 摩擦係数-ストローク線図- 26 -20

0.7
Mean Coefficient of friction μm

BHF 3.1[kN]

0.6

低下し，平板引抜と同様に Al-Si めっきの方が非めっきBHF 6.3 [kN]材よりも高い摩擦係数となった．
0.5

謝 辞0.4

本研究は，公益財団法人天田財団 当時 天田金属加工機

0.3

械技術振興財団 からの平成 24 年度一般研究開発助成

0.2(AF-2012022)により実施した研究に基づいていることを0.10付記するとともに，同財団に感謝いたします．
Uninhibited

Inhibited

Al-Si coated

参考文献

図 21 各表面状態での平均摩擦係数1)

A. Yanagida and A. Azushima: Annals of the CIRP, 58-2)

A. Yanagida, T. Kurihara and A. Azushima: Journal of1(2009), 247-250.

７．まとめ
ホットスタンピングにおける潤滑特性を評価するためMaterials Processing Technology, 210-3, (2010), 456-460.に通電加熱を用いた熱間平板摺動装置を開発した．加熱装3)

置は加熱後，すみやかに試験片を移動させることが可能な

A. Yanagida, Y. Tanaka & A. Azushima: Proc. 3rd CHS2,(2011), 369-376.

機構とし，熱間摩擦係数を種々の温度履歴・加工条件で実4)施することが可能である．引抜き速度，圧縮荷重，金型コ

Y. Asano, T. Nishi, and J. Yanagimoto, ISIJ International,
42-10 (2002), 1112-1118.

ーティングが摩擦係数に及ぼす影響を調査し，以下の知見

5)

向井智徳・佐々木寛法・柳田明, 平成 28 年度塑性加6)

A. Yanagida, T. Mukai, K. Matsumoto, Procediaを得た．

工春季講演会, (2016), 59-60.

・引抜き速度が遅いと摩擦係数が低下し，狭い範囲ではあるが，圧縮荷重による摩擦係数の変化が小さい結果

Manufacturing 15 (2018), 1041-1046.

が得られた．
・工具をコーティングすることで Al-Si めっきの付着を低減ができ，DLC を施すことでドライ条件下で 0.5 から 0.45 に摩擦係数を低減させることできる．

7)

K. Uda, A. Azushima, and A. Yanagida: Journal of8)H. Sasaki, T. Mukai and A. Yanagida: Key Engineering

Materials Processing Technology, 228 (2016), 112-116
Materials, 716 (2016), 184-189.

・ホットスタンピング用の潤滑剤を開発し，摩擦の低減

9)により成形性を向上できることを示した．

Y. Kasuga, K. Yamaguchi and K. Kato: Bulletin of JSME,
11-44 (1967), 354-360.

・熱間深絞りでのフランジ部に発生する力を測定するこ

10) H. Utsunomiya, S. Doi, K. Hara, T. Sakai and S. Yanagi:とで摩擦係数を測定し，スケールが薄いと摩擦係数が- 27 -CIRP Annals 58-1 (2009), 271–274.