部分軟化熱処理を施したアルミニウム合金板の対向液圧成形
大同大学 機械工学科教授 西脇 武志（平成 29 年度 一般研究開発助成 AF-2017025）
キーワード：深絞り，対向液圧，アルミニウム，溶体化，部分軟化
また，表 2 に硬質材（T6）と溶体化した軟質材（W）の

１．研究の目的と背景
アルミニウム合金板は鋼板に比べて深絞り性に劣って機械的特性値を示す．溶体化処理については，後述する方

おり，深い容器形状の製品を慣用のプレス加工法で成形す

法で全域を溶体化した後，JIS5 号試験片に加工を施し，ることは難しい．そのため，成形性を向上させる技術とし引張試験を行った．て，対向液圧成形法

1）や部分軟化成形法

2）などの特殊加表 2 A6061 合金板の機械的特性値工法が開発されている．対向液圧成形法は，1 工程の成形で深い容器形状部品を得ることができる．しかしながら，液体を使った特殊な金型を使用するため，再絞りなどの多YS /MPa
292
99A6061-T6A6061-W

TS /MPa315188

伸び / %
10.620.3

工程の加工が難しく，1 工程でさらに複雑な成形を行うことが望まれている．一方，部分軟化成形法としては，これ2・2までにもブランクの周辺部を焼鈍することで軟化させる

局所溶体化処理の方法として，高温に加熱した金型との周辺軟化成形法 3）や中央部を時効処理によって硬化させ接触熱伝達により供試材を加熱し，溶体化処理する方法をる中央硬化成形法 4）が提案されている．また，レーザーに用いた．局所溶体化処理装置の概略図を図 1 に示す．加熱よる走査型の熱処理よって，アルミニウム合金板に強度分金型には円形溝加工を施し，中央部が加熱されず，フラン布を与える方法は，Tailored Heat Treated Blanks（THTB）

ジ周辺部のみ加熱されるようにした．局所溶体化処理する

部分軟化熱処理方法として研究されている 5）．しかしながら部分軟化成形法の際は，加熱金型の中央部の表面温度が 500℃になるように成形性は，軟質部の強度差に依存するため，更に成形性を加熱し，供試材を挟み込んで，25kN で 0.9 秒間加圧保持向上させることは難しい．

した．その後，除圧し直ちに水冷した．

そこで，アルミニウム合金板の成形性を更に向上させる

加熱金型は，円形溝の直径寸法‫ܦ‬௜௡ が異なるものを用意ために両者の成形法の組み合わせを試みる．部分軟化成形

した．成形工程で使用するパンチ径‫ܦ‬௣ と円形溝の直径寸法は，他の特殊加工法と異なり，成形前の素材の改質技術法‫ܦ‬௜௡ の比率‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ が，1.2，1.4，1.6，1.8 となるような円である．そのため，加工に関しては慣用のプレス加工法に形溝加工を施した加熱金型と，円形溝無しの 5 種類を使用限定されない．対向液圧成形法とも組み合わせられる可能した．以後，この比率を硬質領域比（‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ ）と称する．

性があり，両者の組み合わせによって，深絞り性が向上す

硬質領域比は，その数字が大きくなるほど，局所溶体化処ることが，成形シミュレーションにおいては報告されてい理後の硬質領域が広くなることを意味している．

る 6）．しかしながら，実験的に検証された報告はなく，対向液圧成形のような高い絞り比での成形において，本当に成形性が向上するかどうか明らかになっていない．本論文
では，部分軟化成形法と対向液圧成形法を組み合わせ，円円形溝‫ܦ‬௜௡ =φ39.6 ~ 52.8

熱板
カートリッジヒータ

筒深絞り試験を行って成形限界を調べたので報告する．
供試材

２．実験方法2・1

2

供試材

部分的に軟化した板を作製するため，人工時効処理した

加熱金型

硬質なアルミニウム合金板に局所的な溶体化を施すこととし，供試材として熱処理型合金の A6061-T6 板を用い125た．表 1 に化学成分を示す．
図１

局所溶体化熱処理装置の概要

表 1 A6061 合金板の化学成分( wt%)

Si0.63Fe0.3

Cu0.27

Mn0.06

Mg1.0Cr0.18

Zn0.06

Ti0.03

部分軟化熱処理後の硬さ分布を図 2 に示す．硬質領域比が異なる加熱金型を用いて熱処理したブランクは，硬さ分布が異なっており，軟化領域の作り分けができている．また，比較のため，全体が硬質な T6 材と軟質な W 材の硬圧成形時の保持液圧 PH および液圧増加率 PH/SH が液圧さ分布を合わせて示すが，部分軟化したブランクの硬質部負荷の条件となる．ここで，SH は保持液圧に達するパンは T6 材と同じ 105HV 程度であり，軟質部は，W 材と同チストロークである．本実験では，PH は 5〜20MPa, PH/SH

じ 60HV 程度であった．また，硬質部と軟質部の間には硬は 1MPa/mm として対向液圧成形を行った．

さが連続的に変化する 10mm 程度の幅の遷移領域がある

20ことが分かる．

18

保持液圧 PH

制/MPa8加圧＋強10然64602T6Din / Dp = 1.8Din / Dp = 1.6Din / Dp = 1.4Din / Dp = 1.2
W

4020PH=15MPa,PH=15MPa, Ph/SH=1MPa/mm
PH/SH=1MPa/mm

自/ HV 2N

8012液圧

14100

硬さ

自然加120圧l16

加熱金型との接触領域

00 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44
中心からの距離/ mm

保持開始ストローク SH

005101520253035
パンチストローク /mm

404550

図 4 成形時の液圧―パンチストローク曲線の例
また，円筒深絞りの工具を用いて成形試験を行った．成形試験治具の模式図を図 5，成形工具の寸法を表 3 に示す．パンチ速度は，6mm/min とし，しわ抑え力は，ブラ

図 2 局所溶体化後の硬さ分布

ンク直径がφ66mm 以下では 1.3kN, φ68mm 以下以上
では，2.4kN とした．また，しわ抑え力は，油圧クランプ

2・3

対向液圧成形試験方法

にて負荷している．部分軟化熱処理を施した板の加熱領域

本研究で用いた対向液圧試験機は，図 3 に示す対向液圧の中心とブランク中心が同心円になるように，ブランクを成形用ダイセット，液圧制御ユニット，および駆動源とし加工した．部分軟化した板については，絞り成形（Deepての引張試験機から構成されている．

Drawing, DD）と対向液圧成形（Hydro-mechanical DeepDrawing, HDD）を実施した．また，比較のため，T6 材および W 材を用いた試験も行った．
パンチ
パンチ

ブランク

しわ抑え

しわ抑え用
クランプ

液体

液圧用配管
液圧室

図 5 対向液圧試験治具の模式図

液圧室

図 3 対向液圧成形治具ダイセット
対向液圧の媒体には水を用いており，水圧回路に取り付けたリリーブバルブによって保持液圧は一定となるように制御される．また，液圧の加圧方法は，液圧室の体積減少による自然加圧を用いて行っているが，10MPa までは，水圧回路に取り付けられた水圧ポンプによる強制加圧も併用し，成形初期の液圧増加率を制御している．図 4 に成形時の液圧―パンチストローク曲線の１例を示す．対向液表 3 工具及びブランク寸法
パンチダイブランク

直径 Dp /mm

33.0

肩半径 Rp /mm

10.0

直径 Dd /mm

37.1

肩半径 Rd /mm

5.0

直径 D0 /mm

62 - 85
1.2, 1.4, 1.6, 1.8

硬質領域比 ‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣始め，‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ が 1.8 のように硬質領域が広い場合，成形性３．実験結果
3・1向上にあまり効果がないことが確認できた．

限界絞り比に及ぼす成形法の影響

慣用法の絞り成形法（DD），対向液圧成形法（HDD）

φ64 の部分軟化ブランクのパンチ荷重－ストローク量および部分軟化成形法（THTB），部分軟化対向液圧成形曲線を図 9 に示す．成形荷重は硬質領域が最も広い T6 材法（HDD of THTB）の 4 種類の成形法において，各々限のときに最も高く，W 材のときに最も小さくなっている．

界絞り比（LDR）を求めた．結果を図 6 に示す．ここで，部分軟化したブランクは，硬質領域比‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ の値が小さく比較試験である深絞り成形および対向液圧成形は，T6 材なるほど，成形荷重も小さくなっている．これは，軟化領を用いての成形試験であり，部分軟化成形および部分軟化域が広いとフランジ部が軟質部のみで構成されるように対向液圧成形では，硬質領域比‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ ൌ 1.4の部分軟化ブなり，全域溶体化ブランクと同じ変形抵抗で縮みフランジランクを用いた．また，図 7 に各成形法での LDR の結果変形をするためであると考えられる．

を比較してグラフに示す．T6 材は，深絞り成形では LDR2.6が 1.88 と低く，対向液圧成形でも LDR は 1.94 と成形性2.5の向上はほとんどない．それに対し，部分軟化成形では，2.3

2.24 と成形性が大きく向上しており．さらに部分軟化対2.2と対向液圧成形の組み合わせで，成形性が大きく向上することが分かった．
深絞りDD

2.36

2.12

2.06

2.1
LDR

向液圧成形では 2.42 となり，深絞り成形と比較して LDRが 0.54 向上している．以上のことから，部分軟化熱処理

2.42

2.36

2.4

2.0

1.94

1.9
1.8
1.7
1.6

対向液圧成形HDD

部分軟化対向液圧
部分軟化
HDD of THTB
THTB (Din/Dp =1.4)(Din/Dp =1.4)

ブランク径626474

80

LDR

1.88

1.94

2.24

2.42

1.5Din /Dp =1.2W

Din /Dp =1.4

Din /Dp =1.6Din /Dp = 1.8T6

図 8 軟化領域の異なるブランク材の限界絞り比
4035

成形限界

Punch load / kN30

図 6 各種成形法の成形限界での成形品写真
2.62.52.422520

105

2.4
2.3

2.240

2.20LDR

2.1
2.0
1.9T6
Din / Dp = 1.8
Din / Dp = 1.6
Din / Dp = 1.4
Din / Dp = 1.2
W15

1.88

51015202530

Punch stroke / mm

1.941.8

図 9 様々な部分軟化領域のブランクを用いた対向液圧成1.7

形時のパンチ荷重-ストローク曲線(D0= 64)

1.6
1.5DD

HDD(T6)

THTB(Din /Dp =1.4)

HDD of THTB
(Din /Dp =1.4)

(a)

(b)

図 7 各種成形法の限界絞り比の比較
3・2

成形性に及ぼす溶体化領域の影響

図 8 に，異なる溶体化領域の部分軟化ブランクを用いて対向液圧成形を実施したときの各々の LDR を示す．ブランク中央に硬質部を存在させることで，LDR は向上し，硬質領域比‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ が 1.4 の部分軟化ブランクを対向液圧成形したときに最も成形性が向上した．‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ ൌ 1.4のLDR は，T6 材を用いた対向液圧成形の LDR と比べ，0.48

図 10 ２種類の破断形態 (a) パンチ肩破断 (‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ =1.6,D0= 80), (b) 縦壁部破断(‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ =1.4, D0= 82)
また，部分軟化対向液圧成形時に見られる 2 通りの破断形態を図 10 に示す．硬質領域比‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ が 1.6，1.8 の部分向上し，全域溶体化ブランクと比べても 0.30 向上してい軟化ブランクを用いた成形では，図 10(a)に示したようなる．さらに硬質領域を増やしていくと逆に LDR は低下をパンチ肩部での破断を示した．一方，硬質領域比‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ が35

1.2，1.4 の部分軟化ブランクを用いた成形では．図 10(b)4・2

解析結果に示したような縦壁部での破断を示した．これは，液圧を実験と同じ硬質領域比の部分軟化ブランクを用いて成用いない部分軟化成形の結果と同じであり，パンチ肩部で形解析を行い，LDR を求めた．数値解析における成形限の破断は，硬質領域が広範囲であるためフランジ部での変界の判定には，要素の異常変形をもって割れが生じたとみ形抵抗が大きいことが原因と考えられる．また，パンチ側なし，絞り成形の可否を判断した．図 12 に，実験および壁部での破断は硬質部と軟化部の境界部付近で発生して数値解析の LDR を比較して示す．数値解析においては，おり，溶体化による破断耐力の低下が原因であると考えら

硬質領域比‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ が 1.4〜1.6 において最大の LDR を示し，れる．実験において LDR が最大となった部分軟化領域は，それより軟化領域が広い場合や狭い場合では，LDR が低‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ ൌ 1.4のときであり，2 種類の破断限界の境となる下した．これは実験結果と同じ傾向である．また部分軟化

硬質領域比のときに，最も成形性が向上すると考えられる．

したブランクでは，いずれも均質な T6 材や W 材よりも大きな LDR を示し，数値解析においても部分軟化対向液3・3

圧成形法によって成形性が向上することが確認できた．

成形性に及ぼす保持液圧の影響

図 11 に，異なる保持液圧で，部分軟化対向液圧を行っ3.0たときの LDR を示す．保持液圧が高くなるほど LDR は2.8向上し，PH=20MPa のとき LDR が 2.55 となり，10MPa

2.0

により，パンチ側面においても摩擦保持効果が働き，破断

1.8

LDR

2.2

縦壁部破断が生じて成形限界に達するが，保持液圧の増加たが，液圧を高くすれば LDR が向上する可能性がある．

1.0

2.42

2.42

2.48

2.12

Simulation
2.30
2.06

2.06
1.94

W

Din / Dp = 1.2

Din / Dp = 1.4

Din / Dp = 1.6

Din / Dp = 1.8

T62.552.4

図 12 様々な軟化領域での実験と数値解析の LDR の比較

2.3( PH =10MPa, PH/SH=1.0MPa/mm )2.22.1LDR

2.482.36

1.4
1.22.52.12

2.36

2.48
2.421.6

圧増加に対する LDR の上限値を調べることはできなかっ2.62.362.4の条件と比べ，0.13 向上した．‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ =1.4 の条件では，を抑制したと思われる．この実験の液圧の範囲内では，液Experiment2.62.0５．結言

1.91.8

局所溶体化処理を施した部分軟化ブランクを用いて，対1.7向液圧成形を行った．また，部分軟化をモデル化したブラ

1.6
1.5
PH=5MPa

PH=10MPa

PH=15MPa

PH=20MPa

図 11 部分軟化対向液圧成形の LDR に及ぼす保持液圧のンクを用いて対向液圧成形の数値解析を行った．その結果，以下の結論を得た．

影響 (PH/SH=1.0MPa/mm, ‫ܦ‬௜௡ /‫ܦ‬௣ =1.4)

1)部分軟化成形法と対向液圧成形法を組み合わせること

４．数値解析方法および結果

2)深絞り性向上に最適な軟化領域が存在し，硬質領域比が4・1

解析条件

対向液圧成形時の軟化領域の影響を調べるため，数値解析を行った．ソルバーには LS-DYNA を用いた．アルミニ
ウム合金板は弾塑性体とし，加熱金型との非接触領域を硬質部，接触領域を軟質部として各々に T6 材と W 材の材で，単独の場合と比べて深絞り性が大きく向上した．
1.4 のとき最適であった．

謝

辞

本研究は公益財団法人天田財団平成 29 年度一般研究開発助成により実施したものであり，感謝の意を評します．

料パラメータを割り当てた．また，工具は剛体とした．い

参考文献

ずれもシェル要素を用いた．材料モデルには， Hill の降1) 中村和彦:塑性と加工, 25-284 (1984), 831-838.
2) 西脇武志・金武直幸:軽金属, 55-1 (2005), 33-36.
3) 戸沢康寿:塑性と加工, 1-1 (1960), 23-28.
4) 藤岡敏行・菅又信・金 子純一 : 塑性 と加工 , 27-311(1986), 1363-1368.
5) Geiger M., Merklein M., Vogt U.: Prod. Eng. 3 (2009), 401410.
6) Piccininni A., Michele G. D., Palumbo G., Sorgente D.,
Tricarico L.: Acta Metall. Sin. (Engl. Lett.) 28-12 (2015),1482-1489

伏関数を用い，硬化則として Swift 則を用いた．そのパラメータを表 4 に示す．工具寸法及び成形条件は実験と同様とした．
表 4 Swift 硬化則のパラメータ
Parameters
T6W383.8
339.1‫[ ܨ‬MPa]
0.0020.001
ߝ଴n0.060.234