Report
サーボプレスを活用した中空部品加工のサーボプレスを活用した中空部品加工のためのための逐次潤滑冷間鍛造加工法の開発
逐次潤滑冷間鍛造加工法の開発

写真位置
削除しない
でください



松本
*
松本良良

R. Matsumoto
１．研究の目的と背景

ついて，被加工材の材料流動から摩擦係数を算出し，パン 塑性加工分野においてはサーボモータを駆動源とした

チモーションと潤滑効果の関係を定量的に評価する．またサーボプレスの利用が急拡大している 1)．サーボプレスは

パンチモーションと加工穴の形状精度の関係について調スライド位置・速度が制御可能であることから，塑性加工

査し，その加工機構について考察する．さらにパンチモー

プロセスの高精度化や難加工材の塑性加工特性の向上，あションとパンチ摩耗の関係について有限要素解析により

るいはこれまで実現困難であったフレキシブルな新しい検討する．

塑性加工プロセスの開発が進められている．
れており，高比強度材や軽量材料への置換，あるいは中空

２．潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑
穴あけ加工法の加工原理 2)

構造部材への置換が進められている．中空構造部材の製造

図 1 に潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑穴あ

一方，輸送機器をはじめ多くの構造物で軽量化が要求さプロセスの一つに穴あけ加工が挙げられ，例えば，ドリル

け加工（パルス穴あけ加工）法のスライドモーションと加加工では，外部ノズルによる潤滑油の供給や内部に潤滑油工原理を示す．本加工法では内部に潤滑油流路を有するパ流路を設けたドリルによって小径深穴化（高アスペクト比ンチを用いて，パンチの前進・後退を繰り返しながら穴あ化）が図られている．一方，冷間鍛造による穴あけ加工でけ加工を行う．穴あけ加工途中でパンチを後退させることは，一般に加工前の被加工材へのりん酸塩セッケン皮膜処によって，穴加工部の圧力を低下させ，パンチ先端部に設理（ボンデ処理）等による固体潤滑皮膜あるいは加工前にけた潤滑油流路から加工穴部に潤滑油を負圧によって引パンチや被加工材表面に潤滑油を塗布するのみに留まる．

込ませる．穴底部へ潤滑油を逐次供給し，穴深部まで焼付

このため，穴深部まで潤滑状態を十分に保つことが困難でき・かじり疵の発生を抑制することで穴あけ加工におけるあり，深穴化は困難である．

加工限界の向上を目指した加工法である．別途設けたタン

そこで筆者らはサーボプレスのスライドモーション制

クから潤滑油をパンチの潤滑油流路に供給し，タンクとパ

御と潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑穴あけ加ンチ間にはポンプ等の潤滑油の流量制御機器を配置しな工法（パルス穴あけ加工）2)を考案した．これまでにアルい．

ミニウム合金およびチタンの冷間穴あけ加工において，ア

パンチモーションを表現するために，加工段数を ntotal，スペクト比がそれぞれ 6，1.5 の加工穴について，かじり加工各段でのパンチ前進ストロークを sa，パンチ後退スト

疵・焼付きを抑制している 2),3)．

ロークを sr，パンチ加工ストロークを sf（= sa – sr），全加

本研究では，筆者らが考案した逐次潤滑穴あけ加工法に工ストロークを stotal と定義する．

Punch with
Lubricant Punch motion
internal channel

Ram position

Top of billet

Bottom deadcenter of press

sf1

Billetsr2
sf2 sa2

1st
2nd

Lubricant flow

Containersf(i-1)sri(i-1)-th sfi

sai

i-th
sf(n -1)
sfn
total

srn

Lubricanttotal

ntotalth

total

Time

Advance motion of
Retreat motion of punch Advance motion ofpunch at (i-1)-th forming for sucking lubricant into punch at i-th forming
formed cavity

図 1 スライドモーション制御と潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑穴あけ加工法の加工原理* 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- 29 -



３．潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑
穴あけ加工法の摩擦低減効果の定量的評価 4)（sf/DP = 1.0～4.0），sr = 6mm（sr/DP = 1.0）
，stotal = 24mm
（stotal/DP = 4.0）のパンチモーションで室温にて加工を行った．

 パルス前後方押出し鍛造の加工条件
図 2 に金型構成およびパンチの形状を示す．パンチは高 実験結果

速度工具鋼（SKH55），コンテナはマトリックス高速度工

図 4 に 40ºC での動粘度 32mm2/s の鉱油を用いた場合の具鋼（YXR3）で作製し，表面粗さ Ra = 0.02～0.04m に

パンチ後退ストロークと加工部へ流入する潤滑油体積仕上げた．潤滑油流路付きパンチは先端部直径 DP =VLub およびみかけの厚さ tLub（= VLub/(DP/2)2+DPsr)）の

6.0mm，内部に設けた潤滑油流路は直径 DI = 1.5mm，パ関係を示す．sr が大きいほど VLub は大きくなり，sr/DP > 0.5

ンチ先端部で DI = 0.5mm とした．一方，前方側パンチはで tLub = 50～100m の潤滑油を加工部へ供給できることが直径 DP = 4.5m，コンテナは内径 DC = 9.0mm とし，押出分かる．

し比を前方部，後方部でそれぞれ R = 1.33，1.80 とした．

 パルス前後方押出し鍛造におけるパンチモーションと試験片には A6061-T6 アルミニウム合金（直径：8.9mm，

後方押出し部の加工穴の表面粗さの関係を図 5 に示す．表

高さ：30mm）を，潤滑油には鉱油（40ºC での動粘度：

面粗さは加工穴の側面部を周方向に接触式表面粗さ計に32mm2/s）をそれぞれ使用した．

より測定した．sf/DP > 2.0 でのパルス加工では加工穴の表 プレスにはリンク式サーボプレス（最大許容能力：

面粗さは高く，加工穴全面にかじり疵が生じ，sf/DP < 1.3

450kN）を用いて，図 3 に示すような平均加工速度 vavg = 20でのパルス加工では加工穴の表面粗さは低く，穴深部まで～80mm/s（加工開始時速度：150～250mm/s），sf = 6～24mm

かじり疵を生じることなく加工可能であり，パルスモーシ
ョンによりパンチ内に設けた潤滑油流路から加工部へ潤
滑油が逐次供給されたものと考えられる．

Tank forlubricant 次にパンチモーションと試験片の前方部，後方部押出し
2

Lubricant(a) 金型構成

Internal channel
for lubricant
5.9
DI = 1.5
38

0.5
1

10º
4.0
DP = 6.0(b) 潤滑油流路付きパンチ（後方側パンチ）
図 2 金型構成およびパンチ形状

0

160
140
100
120
80
100
60
80
60
40
40
VLub
20
tLub
20
0
0
0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Retreat stroke of punch/Punch diameter sr/DP
120

Volume of3 sucked lubricant
VLub /mm

Knockout
punch

3

Cavity volume DP/2) sr /mm
500
1000
1500

Nominal thickness ofsucked lubricant tLub / m

Punch withinternal
channelSpecimen
Container(DC = 9.0)
Counterpunch

図 4 パンチ後退ストロークと加工部へ流入する潤滑油
体積およびみかけの厚さの関係（鉱油（40ºC での動粘度：
32mm2/s））ン線図（ntotal：加工段数，vavg：平均加工速度，全加工ス

図 5 パルス前後方押出し鍛造におけるパンチモーショ

トローク stotal = 24mm）

ンと後方押出し部の加工穴の表面粗さの関係

Surface roughness Ra / m
図 3 パルス前後方押出し鍛造におけるパンチモーショ

Distance from top of hole of specimen z /mm
0
5 10 15 20 25 30 35
5.0
sf/DP = 4.0, ntotal = 1 (vavg = 80mm/s)
4.5
sf/DP = 2.0, ntotal = 2 (vavg = 40mm/s)
4.0
sf/DP = 1.3, ntotal = 3 (vavg = 27mm/s)
sf/DP = 1.0, ntotal = 4 (vavg = 20mm/s)
3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
Galling
1.0
0.5
0.0
0
1
2
3
4
5
6
Distance from top of hole of specimen/
Punch diameter z/DP

- 30 -

5

10

15

20

25

30
1.6
LF
LB
1.4
with
lubrication
1.2
without
lubrication
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0
0
1
2
3
4
5
Forming stroke in each forming step/
Punch diameter sf/DP

図 6 パルス前後方押出し鍛造におけるパンチモーショ
ンと試験片の前方部，後方部押出し長さの関係（LF：前方部押出し長さ，LB：後方部押出し長さ）
長さ LF，LB の関係を図 6 に示す．潤滑油を用いた場合，
パルス加工では sf が短くなるとともに，LF は短く，LB は長くなり，パルスモーションにより各段での加工間に潤滑油が加工部へ逐次供給され，後方部への材料流動が促進されたことが分かる．一方，無潤滑の場合は，パルス加工では sf が短くなるとともに，LF は長く，LB は短くなった．

Extruded length of forward part/
Initial specimen length LF/L00

0.7

Extruded length of backward part/
Initial specimen length LB/L0

1.6
1.4
1.2
1.0
0.8
0.6
0.4
0.2
0.0

Extruded length of backward part/
Initial specimen length LB/L0

Extruded length of forward part/
Initial specimen length LF/L0

Forming stroke in each forming step sf /mm

1.4

sf/DP = 4.0, ntotal = 1 (vavg = 80mm/s)
sf/DP = 2.0, ntotal = 2 (vavg = 40mm/s)
sf/DP = 1.3, ntotal = 3 (vavg = 27mm/s)
sf/DP = 1.0, ntotal = 4 (vavg = 20mm/s)
sf/DP = 4.0, ntotal = 1 (vavg = 20mm/s)

0.6
0.5
0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
0.0

0.2
0.4
0.6
0.8
Coefficient of shear friction at
specimen–punch contact mP(a) 前方押出し長さ

1.0

sf/DP = 4.0, ntotal = 1 (vavg = 80mm/s)
sf/DP = 2.0, ntotal = 2 (vavg = 40mm/s)
sf/DP = 1.3, ntotal = 3 (vavg = 27mm/s)
sf/DP = 1.0, ntotal = 4 (vavg = 20mm/s)
sf/DP = 4.0, ntotal = 1 (vavg = 20mm/s)

1.3
1.2
1.1
1.0
0.9
0.8
0.7
0.0

これはパルスモーションによりパンチ－加工穴間の摺動距離が長くなり，かじり疵が生じ，摩擦を高めたと推察さ

0.2
0.4
0.6
0.8
Coefficient of shear friction at
specimen–punch contact mP(b) 後方押出し長さ1.0

図 7 パルス前後方押出し鍛造におけるパンチモーショ

れる．
 パンチ－試験片間のせん断摩擦係数の算出

ン，せん断摩擦係数が前方部，後方部押出し長さへ及ぼす

 有限要素解析により後方側パンチ－試験片間のせん断影響（有限要素解析）

有限要素解析ソフトウェア simufact.forming ver.11 を使用
し，二次元軸対称解析で試験片の弾塑性変形と温度変化を計算した．前方側パンチ－試験片間，コンテナ－試験片間のせん断摩擦係数は 0.2 とした．
 図 7 にパルス前後方押出し鍛造における前方部，後方部
押出し長さの計算結果を示す．低摩擦の場合は後方部，高摩擦の場合は前方部への材料流動が促進され，実験結果と同傾向を示した．そこで，図 6 で得られた実験結果と図 7の計算結果を比較することで，各パンチモーションでのmP を算出した結果を図 8 に示す．前方部，後方部押出し

Determined coefficient of shear
friction at specimen–punch
contact mP

摩擦係数 mP と試験片の材料流動の関係を調べた．弾塑性

長さのいずれから算出した mP も，非パルス加工（sf/DP =

1.0
0.8
0.6

Determined Determinedfrom LF
from LB
withlubrication
without
lubrication

0.4
0.2
0.0

0
1
2
3
4
Forming stroke in each forming step/
Punch diameter sf/DP

4.0，ntotal = 1）では約 0.4 となった．一方，パルス加工（sf/DP

図 8 実験結果と有限要素解析結果から算出されたせん= 1.0，ntotal = 4）では，無潤滑の場合は 0.8 以上の高いせん

断摩擦係数とパンチモーションの関係

断摩擦係数となったが，潤滑油を使用した場合は，逐次潤滑の効果で 0.05 以下と低いせん断摩擦係数となった．

  パルス後方押出し鍛造の加工条件

 以上の結果より，考案したパルス穴あけ加工法は加工途

図 9 に金型構成およびパンチの形状を示す．パンチは超中のパンチモーション制御による逐次潤滑により潤滑効

硬合金（WC-10mass%Co）で作製し，先端部直径 DP = 6mm，果を得られることが分かる．

長さ LP = 64mm とし，表面粗さ Ra = 0.02～0.04m に仕上

４．潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑
穴あけ加工法の加工穴の形状精度 5)1.5mm，パンチ先端部での直径 DT = 0.5mm とした．一方，げた．またパンチ内部に設けた潤滑油流路は直径 DI =コンテナはマトリックス高速度工具鋼（YXR3）で作製し，- 31 -

Tank forlubricantLubricantContainer (DC =9, 12,18, 24)

1.02

Hole diameter/
Punch diameter

BilletKnockoutpunch(a) 金型構成

Internal channel
for lubricant
5.9
DI = 1.5

Distance from bottom of hole /mm
0
5 10 15 20 25 30 35

1.01

sf/DP = 6.0, ntotal = 1
sf/DP = 1.5, ntotal = 4

1.00
0.99
0.98

0
1
2
3
4
5
6
Distance from bottom of hole/Punch diameter

0.5
1

LP = 64

図 10 加工穴の直径分布（押出し比 R = 1.07）
10º

50
4
DP = 6(b) 潤滑油流路付きパンチ
図 9 金型構成およびパンチ形状
内径 DC = 24，18，12，9mm とし，押出し比をそれぞれ R= 1.07，1.13，1.33，1.80 とした．試験片には A6061-T6 アStandard deviation ofhole diameter d /mPunch withinternal channel

40
30
20
10
0

ルミニウム合金（初期高さ：41mm）を，潤滑油には鉱油

sf/DP = 6.0, ntotal = 1
sf/DP = 1.5, ntotal = 4

1.13 1.33
1.80
Extrusion ratio R
図 11 加工穴の直径分布の標準偏差（40ºC での動粘度：32mm2/s）をそれぞれ使用した．
 プレスにはリンク式サーボプレスを用いて，平均加工速

1.07

sf = 9～36mm（sf/DP = 1.5～6.0），sr = 6mm（sr/DP = 1.0），
stotal = 36mm（stotal/DP = 6.0）のパンチモーションで室温にて加工を行った．
 実験結果
加工穴の形状精度を評価するため，深さ方向 s = 3mm 毎（s/DP = 0.5 毎）に加工穴の直径と中心位置を測定した．
stotal/DP = 6.0，R = 1.07 の場合の加工穴の直径分布の測定結果を図 10 に示す．非パルス加工（sf/DP = 6.0，ntotal = 1）と比較して，パルス加工（sf/DP = 1.5，ntotal = 4）による加工
穴の方が直径分布のばらつきは小さく，寸法精度は高い．
図 11 に加工穴の直径分布の標準偏差d を示す．ここで，Standard deviation ofcentre position of hole a /m

度 vavg = 20～80mm/s（加工開始時速度：150～250mm/s），

50

sf/DP = 6.0, ntotal = 1
sf/DP = 1.5, ntotal = 4

40
30
20
10
0

1.07

1.13 1.33
1.80
Extrusion ratio R
図 12 加工穴の中心位置の標準偏差

d は加工穴直径を di，加工穴平均直径を davg，測定点を i 有限要素解析による考察

として，

d 

n





1
 di  davg 2
n i 14.2 節で得られた加工穴の形状精度の実験結果について，(1)

有限要素解析により考察する．有限要素解析では二次元軸と求めた．押出し比によらず，パルス加工の方が標準偏差

対称解析とし，アルミニウム試験片の塑性変形と温度変化は小さく，寸法精度の高い加工穴が得られることが分かる．

を計算した．ただし，二次元軸対称解析のため，加工穴の同様にして，図 12 に加工穴の中心位置分布の標準偏差a

形状精度を有限要素解析では直接求めることは行わない．

を示す．ここで，a は試験片側面から加工穴中心までの距

有限要素解析において加工穴の形状を高精度に得るため

離を ri，試験片側面から加工穴中心までの平均距離を ravg，には，試験片，金型の物性値（例えば，応力－ひずみ線図，

測定点を i として，

熱伝導率）や境界パラメータ（例えば，摩擦係数や熱伝達

a 

n





1
 ri  ravg 2
n i 1率）について温度依存性や圧力依存性を含めて高精度な値(2)を入力する必要があるが，これらの物性値や境界パラメーと求めた．押出し比によらず，パルス加工の方が標準偏差タをすべて測定することは困難なためである．冷間後方押は小さいが，R = 1.13 以外の押出し比では非パルス加工と出し加工での形状精度には，加工発熱による加工中の試験

パルス加工で大きな差違は見られなかった．

片の温度分布が影響することが示唆 6),7)されているため，- 32 -

 4.1 節で述べた加工条件に従い，パンチは先端部直径 DP= 6.0mm，コンテナは内径 DC = 24.0mm，試験片は直径
23.9mm，高さ 41mm で押出し比を R = 1.07 とした．
 弾 塑 性 有 限 要 素 解 析 ソ フ ト ウ ェ ア simufact.formingver.11 を使用し，二次元軸対称解析で A6061-T6 アルミニ
ウム合金試験片の弾塑性変形と温度変化を計算した．一方，
金型は剛体とし，温度変化のみ計算し，パンチの潤滑油流路は設けなかった．試験片－パンチ間のせん断摩擦係数は
mP = 0.2，0.4，0.8 とし，試験片－コンテナ間のせん断摩擦係数は 0.2 とした．また試験片－金型間，試験片－大気間の熱伝達係数は，それぞれ 10000W·m-2·K-1，20W·m-2·K-1とした．試験片の比熱および熱伝導率は温度依存性を考慮(a) 最高，最低，平均温度の変化

せず，室温での物性値を用いた．
  パンチ摩耗量の計算結果および考察
1 回のパルス穴あけ加工におけるパンチ摩耗を有限要素解析により見積もった，摩耗量 W は Archard の式 9)により，摩耗係数 K，試験片－工具間の接触圧力 P，接触面の相対すべり速度 v，接触時間 t，パンチ材料の硬さ H（=
11.3GPa（超硬合金））として，
W K

Pv
dt
H

(5)

を算出した．本研究では K を一定と仮定して，W/K を摩耗量として取り扱った．
1 回のパルス穴あけ加工後のパンチ摩耗の分布図を図14 に示す．いずれのパンチモーションにおいても，パン(b) 温度分布の標準偏差

チ先端部側面ストレート部で W/K は最大となり，パルス

図 13 有限要素解析で計算されたパルス穴あけ加工中のモーションでの加工の方が W/K の最大値は高く，また W/K

アルミニウム試験片の温度変化（押出し比 R = 1.07）

 2 となる範囲は広かった．図 15 に各パンチモーションとパンチ先端部側面ストレート部（図 14 内の参照点）でここでは試験片の温度分布に着目して議論する．
 図 13 に加工中の試験片の温度分布の計算結果を示す．
ここで，T は各要素の試験片温度を Ti，体積を Vi，試験の W/K の関係を示す．ただし，各パンチモーションでのW/K を非パルスモーション（sf/DP = 6.0，ntotal = 1，mP = 0.4）

片平均温度を Tavg として，

T 



いては mP が高いほど W/K は小さくなり，パルスモーショ



1 n
2
 Ti  Tavgn i 1n

Tavg   TiVi
i 1

での W/K で除したものを示す．非パルスモーションにお

n

Vi

i 1

ンでの W/K は非パルスモーションでの W/K の 1.5～2.4 倍

(3)

となった．

(4)

と求めた．パルス加工では各段でパンチ後退により塑性変

Referencepoint

形が断続的に行われるため，パンチ後退中に試験片が金型

W/K [mm]

接触により冷却されることが分かる．そのため，非パルス加工と比較して試験片の温度上昇が抑制され，温度分布の
標準偏差T は低く抑えられることが示唆される．試験片

4.0
3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.0
0.5
0

温度分布が均一であるほど加工中の不均一変形や加工後の熱変形が均一に近づき，パルス加工の方が高い形状精度を有する穴を加工できたものと考えられる．

５．逐次潤滑穴あけ加工におけるパンチ摩耗の検討 8) 加工条件および有限要素解析条件- 33 -(a) sf/DP= 6.0, ntotal = 1, (b) sf/DP = 1.5, ntotal = 4,vavg = 102mm/s.
vavg = 32mm/s.
図 14 1 回のパルス穴あけ加工後のパンチ摩耗量の分布図（mP = 0.4）

Ratio of wear amount

3.0
2.5
2.0
0 Pdt

1.5

t

1.0
0.5
0.0

sf/DP

6.0

3.0

2.0

ntotal

1

2

3

4

61

44

32

vavg /mm·s-1

102
0.8

mP

32
0.4

102
0.2

1.5

(a) 試験片－パンチ間の累積接触圧力0.4

図 15 各パンチモーションにおけるパンチ先端部側面スt

0 vdtトレート部（図 14 内の参照点）での摩耗量(b) 試験片－パンチ間の累積相対すべり距離
図 17 パンチ先端部側面ストレート部（図 14 内の参照点）
での累積接触圧力と累積相対すべり距離（stotal/DP = 6.0，
vavg = 32mm/s，mP = 0.4）(a) 試験片－パンチ間の接触圧力ものと考えられる．図 17 に stotal/DP = 6.0，vavg = 32mm/sのパルスおよび非パルスモーションにおけるパンチ先端
t部側面ストレート部での累積接触圧力（ ）と累積相 Pdt
t0

対すべり距離（ vdt ）の計算結果を示す．パルスモーシt0ョンでは， Pdt
 は加工終盤では非パルスモーションの約
00.5 倍となったが，加工中盤までは非パルスモーションと同程度であった．一方，パルスモーションでは，加工初期tよりパンチが前進・後退を繰返すため， は非パルス vdt
0

モーションと比較して長くなった．このことより，図 15においてパルスモーションの方が W/K が大きくなったものと推察される．
(b) 試験片－パンチ間の相対すべり速度
での接触圧力とすべり速度（stotal/DP = 6.0，ntotal = 1，vavg =６．まとめ
 本研究では，筆者らが考案した逐次潤滑穴あけ加工（パ102mm/s）

ルス穴あけ加工）法について，アルミニウム合金の冷間鍛

図 16 パンチ先端部側面ストレート部（Fig. 3 内の参照点）

造を対象にして，パンチモーションと材料流動，加工穴の非パルスモーション（sf/DP = 6.0，ntotal = 1，vavg =形状精度の関係を加工実験により調べ，有限要素解析を併

102mm/s）におけるパンチ先端部側面ストレート部での接用して摩擦係数を算出するとともに，その加工機構につい

触圧力と相対すべり速度の計算結果を図 16 に示す．mP がて考察した．また有限要素解析によりパンチモーションと高いほど P は高くなったが，加工初期から中盤において v

パンチ摩耗の関係について検討した．以下に得られた結果は低くなり，図 15 において mP によって W/K が変化したをまとめる．

- 34 -

1)

パルス穴あけ加工法では，加工途中でのパンチ後退に若手研究(B)（課題番号：24760106）を受けて実施したこ

より潤滑油が加工部へ逐次供給される．適切なパンチとを付記し，深く感謝の意を表する．

モーションを設定することにより，パンチ－被加工材

参考文献

間のせん断摩擦係数を 0.05 以下（非パルス加工では，
約 0.4）に低減できることが被加工材の材料流動特性
2)1)より明らかになった．

Annals – Manufacturing Technology, 60-2 (2011),

パルス穴あけ加工法による加工穴の方が深さ方向に651-672.
2)

対する直径分布のばらつきが小さく，中心位置の真直

Matsumoto, R., Sawa, S., Utsunomiya, H. & Osakada, K.:
CIRP Annals – Manufacturing Technology, 60-1 (2011),

度も高精度であることが加工実験により示された．こ315-318.

れはパルス加工の方が加工中の被加工材の温度分布
3)の不均一度を抑制できることにより，不均一変形が抑Matsumoto, R., Sawa, S. & Utsunomiya, H.: KeyEngineering Materials, 504-506 (2012), 381-386.

制され，また加工後の試験片の熱変形の不均一度も抑制されるため，高い形状精度を得られることが有限要

4)

Matsumoto, R., Hayashi, K. & Utsunomiya, H.: Journal of5)

Matsumoto, R., Jeon, J.Y. & Utsunomiya, H.: Journal of

Materials Processing Technology, 214-4 (2014), 936-944.

素解析により示唆された．
3)

Osakada, K., Mori, K., Altan, T. & Groche, P.: CIRP

取り扱った加工形状におけるパルスモーションでは，

Materials Processing Technology, 213-5 (2014), 770-778.

試験片－パンチ間の接触圧力は加工最終盤を除き，非
6)

パルスモーションと同程度であり，試験片－パンチ間

Ishikawa, T., Ishiguro, T., Yukawa, N. & Goto, T.: CIRPの摺動距離が長くなることに起因して，パンチ摩耗量

Annals – Manufacturing Technology, 63-1 (2014),

が大きくなる傾向が見られた．今後，加工実験での検277-280.

証が必要であるが，パルスモーションの実用化に際し

7)

四宮徳章, 白川信彦 : 日本機械学会論文集 A 編,
79-804 (2013), 1107-1111.

ては，パンチ摩耗量の増大には注意を要する．
8)

謝 辞

Matsumoto, R. & Utsunomiya, H.: Key Engineering
Materials, 611-612 (2014), 127-133.

本研究は(公財)天田財団・平成 25 年度一般研究開発助9)Archard, J.F.: Journal of Applied Physics, 24-8 (1953),
981-988.

成（交付番号：AF-2013010）および科学研究費補助金・- 35 -