ねじり振動付加鍛造加工法の開発
大阪大学

大学院工学研究科 マテリアル生産科学専攻
准教授 松本 良（平成 28 年度 一般研究開発助成 AF-2016005）

キーワード：鍛造，ねじり，荷重低減，表面性状

１．研究の目的と背景
輸送機器の軽量化を背景に，高強度材料の使用や中空よび後方押出し鍛造における軸方向荷重の低減，後方押出し鍛造後の表面性状について報告する．

化，薄肉化等の複雑形状部材の使用が急増している．これらを鍛造加工において取り扱う場合，加工荷重が高くなる傾向にあり，金型材料・構造や加工機械の変更を余

２．軸方向の垂直応力と軸まわりのせん断応力の複合応力下における塑性変形儀なくされる場合がある．また鍛造品においては，寸法・円柱状の理想塑性体を仮定して，rθz 座標系において z形状精度の低下や表面性状の悪化が生じやすくなる．

方向に垂直応力 σz と θ 方向にせん断応力 τzθ が同時には鍛造加工における加工荷重の一般的な低減手法は，昇たらく場合を考える．z 方向，θ 方向の塑性ひずみ増分，𝑑𝛾 ⁄2 ，𝑑𝜀̅として，温による被加工材の流動応力の低減，潤滑剤や金型表面相当ひずみ増分をそれぞれ𝑑𝜀 ，𝑑𝜀処理による摩擦の低減，形状変更や多工程化等の工程設

流れ則および Mises の降伏条件式に従うと仮定すると，計の工夫が挙げられる．加工プロセスによる低減手法には逐次鍛造，揺動鍛造や分流鍛造 1)が挙げられる．またサーボプレスのスライドモーション制御による潤滑状態の制御 2) や被加工材の温度分布の制御 3)による加工荷重

𝜎3𝜎𝑑𝛾 ⁄𝑑𝜀𝑑𝜀̅

1𝑑𝛾 ⁄𝑑𝜀33(1)𝑑𝜀(2)の低減も実現されている．しかしながら，これらの加工と表され，𝑑𝛾 ⁄𝑑𝜀 の上昇により，σz，𝑑𝜀̅は それぞれ低荷重低減の原理は前述した低減手法（流動応力低減や摩下，上昇する．さらに被加工材の回転軸からの半径方向擦低減）と同じである．

距離 r での z 方向の圧縮速度を v，θ 方向のねじり速度を一方，異なる方向の応力成分の重ね合わせ（複合化）により，加工方向の応力成分を低減（塑性変形を促進）

ω，そして ω= 0 での σz，𝑑𝜀̅をそれぞれ σz0，𝑑𝜀 とすると，式(1)，(2)はそれぞれ，できること 4)が知られている．そのうち主加工軸まわり𝜎 ⁄𝜎3⁄ 𝑟𝜔⁄𝑣のねじり付加は有効な手法の一つである．例えば，据込𝑑𝜀̅⁄𝑑𝜀13(3)𝑟𝜔⁄𝑣 ⁄3(4)

み鍛造において一方向高速回転を付加する高速回転鍛造と表され，σz/σz0，𝑑𝜀̅⁄𝑑𝜀 と rω/v の関係は図 1 に示され

加工 5)，型鍛造において両振りねじりを付加する KOBO

る．z 方向に据込み鍛造中に θ 方向にねじりを付加する

Type Forming6)が提案され，加工荷重の低減や大ひずみ付ことで，z 方向荷重の低減，付加ひずみの増大が示唆さ与による金属組織の変化が報告されている．しかしながれる．ただし，ねじりによる θ 方向ひずみは r 方向に分ら，ねじり付加条件との定性的関係や加工荷重低減の原布を有するため，半径 r の被加工材全体の σz/σz0，𝑑𝜀̅⁄𝑑𝜀

理は議論されていない．また塑性加工中のねじり・回転を考える場合は有効半径（0.724r）3)で見積もることとした．

加工材の接触部が多い塑性加工では，潤滑・摩擦状態や鍛造後の被加工材の表面性状に大きな影響を及ぼすことが予想される．
一方，現状の一般的なサーボプレスは主加工軸まわりの回転付加機構は有しない．しかしながら，一部の油圧プレスや材料試験機ではスライド回転機構を有し，新たなスライドモーション制御として発展する可能性もある．
本研究では，鍛造加工中に主加工軸まわりのねじり振動を付加するねじり振動付加鍛造加工法を提案する．異Fraction of axial load z/z0

用されている 7),8)．特に型鍛造をはじめとする金型－被なる応力成分の重ね合わせ（複合化）による軸方向荷重

Circumferential speed/Axial speed r/v /rad0 5 10 15 20 25 30 35 401.0300.80.62520150.40.20.010500500 1000 1500 2000 2500
Circumferential speed/Axial speed r/v /°の低減を主目的とし，鍛造品の高品質化（表面性状，形図 1状精度や材質）も目指す．本報告書では，据込み鍛造おみとねじり付加の関係（理想塑性体）

Ratio of equivalent strain– 
increment d /d0

付加および塑性加工後の回転付加は摩擦試験としても利力学理論による円柱素材の軸方向荷重，相当ひず３．加工試験機および据込み鍛造条件 9)

さ Ra = 0.30～0.50μm に旋削加工を施した．一方，工具に3.1は SKD11 合金工具鋼（60HRC）を使用し，工具－試験片

加工試験機

ねじり振動付加鍛造加工用に設計・製作した加工試験

間にすべりを生じさせることなくねじりを付加するため機の外観写真を図 2 に示す．サーボモータを駆動源としに，工具端面部にはローレット溝（深さ：約 0.5mm，頂て，上ラムは上下移動，下ラムは上下軸まわりに回転す

角：60°，間隔：0.8mm）を設けた．

る．上ラムは最大負荷荷重 100kN，最大速度 10mm/s で3.3あり，下ラムは最大負荷トルク 200N·m，最大回転速度

加工実験に加えて，市販有限要素解析ソフトウェア
Simufact Forming ver.14.0.1 を使用して，アルミニウム試験片の弾塑性変形および温度変化を 3 次元にて計算した．
アルミニウムの物性値は Simufact Forming に内蔵の材料データベースを使用した．流動応力－ひずみ曲線は等方硬化を仮定し，ひずみ，ひずみ速度，温度依存性を考慮し，ヤング率，熱伝導率，比熱は温度依存性を考慮した．
一方，工具は剛体として端面にローレット溝を設けず，25rpm である．

有限要素シミュレーション条件

工具端面－試験片端面間を固着させて，試験片にねじりを付加した．工具－試験片間の熱伝達率，大気－試験片間の熱伝達率は，試験片の温度実測値と有限要素シミュレーションによる温度計算値を比較して，それぞれ
図2
3.2

ねじり振動付加鍛造試験機

5000W·m-2·K-1，50W·m-2·K-1 とした．

４．据込み鍛造の実験結果および考察 9)

据込み鍛造条件

図 3 に示す据込み鍛造において，円柱状の試験片を上

4.1

試験片のねじり角度

工具により z 方向速度 v = 0～0.1mm/s で圧縮しながら，工具端面部に設けたローレット溝によるアルミニウム

下工具を試験片の z 方向中心軸まわりに回転速度 ω = 0.1

試験片へのねじり付加の状態を調べた．8kN の軸方向圧～1.0rpm（0.01～0.1rad/s）で一方向あるいは繰返し両振縮力（軸方向圧力：約 100MPa）を付加しながら，下工具り（回転振幅 a = 1～22.5°（π/180～π/8rad），最高周波数：を ω = 0.5rpm，1rpm で一方向回転させた場合の試験片の1.5Hz）で回転させた．ストローク制御または荷重制御にねじれ角度を測定した結果を図 4 に示す．ねじれ角度はて行い，ストローク制御では室温の A1070 アルミニウム

試験片端面に設けた放射状のけがき線のねじり付加後の試験片の場合，軸方向圧力が約 100MPa（圧縮ストロー

上下端面での角度差により算出した．ω = 0.5rpm では工

ク：約 1mm）に達した後，v を保ったままねじりを付加

具－試験片間で周方向にすべることなくねじることが可し，ω/v を一定とした．一方，荷重制御では設定荷重に達能であり，ω = 1rpm では 360°の工具回転に対して約 180°した後，設定荷重を付加しながら のねじりを付加し続のねじれとなり，周方向にすべりが生じた．

け，v を従動させることで，ω/v を変化させた．

次に ω = 0.5rpm の一方向回転において，試験片高さ方据込み鍛造は室温で行い，試験片には A1070 アルミニ

向でのねじれ角度の分布を測定した結果を図 5 に示す．

ウム引抜き棒材を用いた．試験片の高さ方向と引抜き方

ねじれ角度は試験片側面に設けた高さ方向のけがき線のDies(parallel platen)zr,Rotation
amplitude: aa

図 3動作Workpiece

Rotation

Alternating rotationof lower die(rotation speed: )

ねじり振動付加据込み鍛造の加工形状および工具450

1Rotation angle of die /rad234567Rotation speed /rpm
0.51360270

7654180

32900

図401

Twisted angle of workpiece /radCompression (speed: v)

Twisted angle of workpiece /°向が一致するように，直径 Φ10mm，高さ 10mm，表面粗090180270360450
Rotation angle of die /°試験片のねじれ角度と下工具の回転角度の関係0（軸方向圧力：約 100MPa）

Rotation angleof die /°22.54590180270
360

360765270418032901000246810
Distance from bottom of workpiece /mm

形関係にあり，試験片高さ方向に線形的なねじりを付加できることが分かった．
4.2

ストローク制御加工における軸方向荷重

図 6 に一方向ねじり付加据込み鍛造における工具回転角度，トルクおよび軸方向荷重の測定結果を示す．工具回転の開始と同時にトルクが上昇し，軸方向荷重が低下した．工具回転（ねじり）速度が高いほど大きなトルクが付加され，軸方向荷重の低減量は大きくなった．ω >0.25rpm（ω/v > 15°/mm）のねじり付加で 5%以上の軸方向荷重の低減が得られた．

試験片のねじれ角度と試験片底面からの距離の関係（軸方向圧力：約 100MPa，ω = 0.5rpm）の工具回転ではねじれ角度と試験片底面からの距離は線

次に ω = 0.5rpm（ω/v = 30°/mm）のねじり振動付加据込み鍛造における工具回転角度，トルクおよび軸方向荷重の測定結果を図 7 に示す．a = 1°のねじり振動付加により，軸方向荷重は最大で約 20%低下した．弾性力学理論

Rotation speed  /rpm
0.10.25

3601206010050240418031202601200000 1 2 3 4 5 6 7 8Stroke /mm(a) 工具回転角度

図6300.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0–0.1–0.2–0.3–0.4–0.5

20100–10–20–30

0 1 2 3 4 5 6 7 8Stroke /mm(a) 工具回転角度

図78060404030201000 1 2 3 4 5 6 7 8Stroke /mm(b) トルク

0 1 2 3 4 5 6 7 8Stroke /mm(c) 軸方向荷重

一方向ねじり付加据込み鍛造における工具回転角度，トルクおよび軸方向荷重の測定結果

0Rotation angle /°Torque /Nꞏm5Rotation amplitude a /°1.02.55.0

Rotation angle /rad
Torque /Nꞏm

Rotation angle /°300

Rotation angle /rad60.5

Axial load /kN

022.5

100608050
Axial load /kN

図 5

Twisted angle of workpiece /rad

Twisted angle of workpiece /°ねじり付加後の周方向傾斜角により算出した．360°以下

4506040200403020100 1 2 3 4 5 6 7 8Stroke /mm(b) トルク

00 1 2 3 4 5 6 7 8Stroke /mm(c) 軸方向荷重

ねじり振動付加据込み鍛造における工具回転角度，トルクおよび軸方向荷重の測定結果

Axial load /kN

503020Forming Forminglimit
limit

00 1 2 3 4 5 6 7 8Stroke /mm(a) 軸方向荷重

835Forming limit

30

1500

4010

図8Rotation/Compression speed–1/v /°ꞏmm

2000

2520

1000

1510500

5000 1 2 3 4 5 6 7 8Stroke /mm(b) 工具回転（ねじり）速度／圧縮速度76Stroke /mm60

 = 0.5rpm, a = 5°Rotation/Compression speed–1/v /radꞏmm

No torsion

Forming limit

54Forminglimit

32100200 400 600
Duration /s(c) 軸方向加工ストローク

ねじり振動付加据込み鍛造における軸方向荷重制御での荷重，工具回転速度および加工ストロークの測定結果による簡易計算では，a = 1°のねじり付加で試験片の rθ

５．後方押出し鍛造への展開

断面内の約 98%の領域が降伏するため，応力成分の重ね5.1合わせにより軸方向荷重が低下したと考えられる．

後方押出し鍛造条件

図 9 に示す金型を 3.1 節で示した加工試験機に取り付ねじり振動付加による軸方向荷重の低減について，応け，後方押出し鍛造を行った．コンテナ内に挿入した円力成分の重ね合わせのほかに塑性発熱の増大による被加柱状試験片を押出しパンチで軸方向に v = 0.05，0.1mm/s

工材の軟化によることも考えられる．しかしながら，有で押出しながら，ノックアウトパンチ（以降，K.O.パンチ

限要素シミュレーションによると本鍛造条件での被加工と書く）を押出し軸まわりに ω = 0～5rpm（0～0.52rad/s），

材の温度上昇は 5K 以下であり，流動応力の低下はほと

a = 5°（π/36rad），最大周波数 1.5Hz の繰返し両振りで回んど生じない．したがって，塑性発熱の増大に起因する転させた．

軸方向荷重の低減ではないものと考えられる．

据込み鍛造実験と同様に室温で行い，A1070 アルミニ

以上より，a > 1°，ω > 0.25rpm（ω/v > 15°/mm）のねじウム引抜き棒材を直径 Φ13.9mm，高さ 12.0mm，表面粗り振動付加により軸方向荷重を約 5%以上低減できるこ

さ Ra = 0.30～0.50μm に旋削加工を施して，試験片としとが分かった．

た．試験片外周面に鉱油（ISO 粘度分類：VG32）を膜厚4.3

約 90μm で塗布した．一方，金型には SKH51 高速度工具

軸方向荷重制御加工における軸方向荷重

4.1 節で示した通り，ローレット溝付き工具による ω >鋼（63HRC）を使用して，両パンチの先端面にローレッ1rpm のねじり付加は困難なため，ω = 0.5rpm で軸方向荷ト溝を設けて，パンチ端面－試験片端面間にすべりを生重制御による加工実験を行った．軸方向荷重制御では，じさせることなくねじりを付加した．一方，ローレット設定荷重（10kN）に達した後，設定荷重を付加した状態

溝部以外の両パンチ表面およびコンテナ内径面は鏡面仕で ω = 0.5rpm のねじり振動を付加し続け，v を従動させ上げ（Ra = 0.02～0.04μm）とした．

ることで，ω/v を高めることで一定軸方向荷重での加工を行った．図 8 に軸方向荷重，ω/v，軸方向加工ストロー
クの測定結果を示す．10kN に達した後，v の低下により，ω/v は約 1700°/mm まで上昇し，約 6.8mm の加工ストロークまで 10kN で加工可能であった．ねじりを付加しない場合，約 6.8mm の加工ストロークでは約 60kN の加工荷重が必要であるため，軸方向荷重の低減率は約 80%となった．また加工限界ストロークを約 2.0mm から約6.8mm に大幅に向上させたとも解釈できる．
一方，加工ストローク 6.8mm での試験片直径を考慮して，ω/v が約 1700°/mm での軸方向荷重の理論荷重率（図(a) 金型構成1）を計算すると低減率は 95%以上となり，加工実験結果より荷重の低減率は高い．これは加工実験では摩擦や不図 9均一変形の影響が生じたためと推察される．

パンチ形状(b) パンチ先端形状

ねじり振動付加後方押出し鍛造の金型構成および

押出し荷重の低減 10)5.2

応力を考慮していないため，理論荷重率の方が大幅に低

図 10 に押出し圧力の加工実験結果および有限要素シい．また据込み鍛造では，ω/v > 60°/mm のねじり振動付ミュレーション結果を示す．加工実験においてパンチ端加により 20%以上の軸方向荷重の低減が得られたことか面－試験片端面間にすべりを生じさせることなくねじりら，荷重の低減率は加工様式や形状に依存することが示を付加可能な ω/v ≤ 60°/mm（ω ≤ 0.5rpm，v = 0.05mm/s）

唆される．のねじり振動付加では，押出し圧力の加工実験結果と有5.3

押出し鍛造後の試験片外周面の表面性状 11)

限要素シミュレーション結果で良い一致が見られた．こ図 11 に後方押出し鍛造後の試験片外周面の全体写真のことから，ω/v > 60°/mm のねじり振動付加においてもおよび拡大写真を示す．いずれの場合も表面きずが残っ有限要素シミュレーション結果を信頼できるものと考えた．コンテナ内径面に試験片の凝着は見られなかったこる．ω/v ≤ 60°/mm ではねじり速度が速いほど押出し圧力とから，表面きずは初期試験片の旋削加工きずに起因すは低下し，ω/v > 60°/mm での押出しストローク 4.0mm 以るものと判断する．ねじりを付加しない場合は試験片の上では押出し圧力のさらなる低下はほとんど得られず，高さ（押出し）方向に表面きずが引き伸ばされ，表面き押 出 し 圧 力 は 約 20%の 低 減 に 留 ま っ た ． 試 験 片 直 径ずの間隔や幅が広がった．一方，ねじりを付加した場合（Φ13.9mm）を考慮して図 1 の理論荷重率（σz/σz0）と比はねじり振動，一方向ねじりによる差異は見られず，表較すると，理論計算では後方押出し鍛造で生じる r 方向

面きずの周方向長さは短くなり，水平方向から斜め方向に変化した．

Axial pressure /MPaRotation/Extrusion speed /v /radꞏmm012345600

図 12 に後方押出し鍛造後の試験片外周面の表面粗さを K.O.パンチの累積回転角度（試験片の累積ねじり角度）で整理したものを示す．表面粗さは接触式表面粗さ計に500

よって，試験片の高さ（押出し）方向に 4.0mm 毎に 4 箇所，周方向に 90°毎に 4 箇所の合計 16 箇所を測定した．

400

表面粗さについてもねじり振動，一方向ねじりによる差300

異は見られなかった．累積回転角度が θacc = 約 360°以下の範囲では累積回転角度の増加とともに表面粗さの平均

200

Exp. FEM v /mmꞏs
0.10.051000

図 10–1–1

値，標準偏差ともに小さくなり，特に θacc = 200～360°の範囲では初期試験片の表面粗さの平均値，標準偏差より小さくなった．ねじり付加により試験片外周面は平滑化され，凹凸の不均一度も低減されることが分かる．この050 100 150 200 250 300–1Rotation/Extrusion speed /v /°ꞏmmことからコンテナ内径面－試験片外周面間で潤滑油が試

ねじり振動付加後方押出し鍛造における押出し験片の高さ方向のみならず，周方向にも引き伸ばされた

圧力とねじり速度の関係（押出しストローク：4.0mm）

ため，潤滑状態の不均一度が低減されたことが推察され(a) 鍛造前
図 11(b) ω = 0rpm(c) ω = 0.25rpm(d) ω = 0.5rpm(e) ω = 0.5rpm（θacc =（θacc = 83°）（θacc = 165°）

165°，一方向）

ねじり振動付加後方押出し鍛造後の試験片外周面の写真（v = 0.1mm/s，θacc：K.O.パンチの累積回転角度，押出しストローク：6.0mm）

Average surface roughness of
extruded workpiece Ra /m–1

2.0Rotation/Extrusion speed /v /°ꞏmm
0 20 40 60 80 100 120 140

断応力成分の重ね合わせにより，据込み鍛造では振幅 1°以上，ねじり速度／軸方向速度 15°/mm 以上の両No torsion
One–way torsion
Cyclic alternating torsion

1.5

振りねじり振動の付加により，軸方向荷重を約 5%以上低減でき，1700°/mm のねじり振動の付加により，軸方向荷重を約 80%低減できた．

1.02) 後方押出し鍛造でのねじり振動付加では，ねじり振Initial0.50.01) 主加工方向の垂直応力成分と主加工軸まわりのせん

幅 5°，ねじり速度／軸方向速度 60°/mm 以上の両振りねじり振動により，押出し荷重を 10～20%低減できた．

0180360540720
Accumulative rotation angle ofknockout punch acc /°9003) 後方押出し鍛造でのねじり振動付加では，累積ねじり角度が概ね 360°以下の範囲では，コンテナ内径面Standard deviation of surface roughnessof extruded workpiece Ra /m(a) 平均表面粗さ－試験片外周面間の潤滑状態の不均一度が低減され，1.2

謝No torsion
One–way torsion
Cyclic alternating torsion

1.00.8

辞本研究を進めるにあたり研究助成いただいた（公財）天田財団に深く感謝の意を表する．また本研究の一部は科学研究費補助金・基盤研究（C）を受けて実施したことを0.6付記し，感謝の意を表する．

0.4
Initial

0.2
0.00

180
360
540
720
Accumulative rotation angle ofknockout punch acc /°参考文献
900(b) 平均表面粗さの標準偏差
図 12

試験片外周面の凹凸の不均一度も低減できた．

–1

Rotation/Extrusion speed /v /°ꞏmm
0 20 40 60 80 100 120 1401)
2)3)

ねじり振動付加後方押出し鍛造後の試験片外周面の表面粗さと累積ねじり角度の関係（v = 0～0.1mm/s，
ω = 0.5rpm，押出しストローク：6.0mm）

4)
5)
6)

134-1 (2003), 120-134.

る．一方，θacc = 約 360°以上の範囲では表面粗さの平均値，標準偏差ともに徐々に上昇した．過度のねじり付加

大賀喬一, 近藤一義: 機論 C, 48-427 (1982), 425-432.
前野智美, 小坂田宏造, 森謙一郎: 塑性と加工, 50585 (2009), 951-955.
Kim, S.Y., Tsuruoka, K. & Yamamoto, T.: Procedia Eng.,
81 (2014), 2415-2420.
Bridgman, P.W.: J. App. Phys., 14 (1943), 273-283.
藤森直往: 20 回塑加連講論, (1969), 221-224.
Bochniak, W. & Korbel, A.: J. Mater. Process. Technol.,7)

により試験片外周面の表面性状を悪化させる場合もあるため，注意が必要である．

8)

６．まとめ9)Hansen, B.G. & Bay, N.: J. Mech. Work. Technol., 13-2
(1986), 189-204.
Sawamura, M., Yogo, Y., Kamiyama, M. & Iwata, N.:
Procedia Eng., 81 (2014), 1866-1871.

本研究では，軸方向荷重の低減を主目的とし，鍛造加工中に軸方向周りのねじり振動を付加するねじり振動付加鍛造加工法を提案した．力学理論，加工実験，数値解析シミュレーションにより取り組んだ．以下に得られた結果をまとめる．

Matsumoto, R., Kou, J. & Utsunomiya, H.: Int. J. Adv.
Manuf. Technol., 93-1-4 (2017), 933-943.

10) 松本良, 髙塚誠司, 宇都宮裕: 塑性と加工, 60-703(2019), 235-240.
11) 松本良, 髙塚誠司, 宇都宮裕: 塑性と加工, 60-703(2019), 241-246.