プレススライドモーション制御と工具熱伝導特性を活用した
サーボプレス精密熱間鍛造プロセスの開発
大阪大学大学院 工学研究科 マテリアル生産科学専攻
講師 松本 良（平成 22 年度一般研究開発助成 AF-2010010）
キーワード：サーボプレス，熱間鍛造，金型材料
１．研究の目的と背景

クエンチ効果について調べる．プレススライドの下死点

熱間鍛造は主に一次加工であることから，従来，形状・保持制御や金型材料の熱伝導特性を利用して，鍛造品の寸法精度は重要視されていなかったが，近年，資源の有冷却速度を部分的に変化させて，硬さ分布を有する傾斜

効活用や加工工程削減の観点から，熱間鍛造の高精度機能鍛造品の作製を目指す．

化・高品質化が求められ，バリなし精密熱間鍛造 1)や熱間鍛造品の材質予測システム 2)などの研究・開発が進め

２．金型，鍛造材料

られている．精密熱間鍛造については，金型構成の提案
3,4)

金型には超硬合金（WC-20mass%Co），SKD61 熱間工，機械プレスの下死点位置決め精度の向上機構の開発

具鋼（Fe-5mass%Cr-1mass%Mo-1mass%V），SKD61 熱間，CAE 解析による鍛造工程の改善 6)等が取り組まれて工 具 鋼 の 表 面 に 厚 さ 0.5 ～ 15mm の ス テ ラ イ ト 6

いる．

（Co-28mass%Cr）を TIG 溶接により肉盛り溶接したもの

5)

一方，サーボモータ駆動によるプレスを活用した塑性
加工プロセスの研究・開発が急速に進められている7)を用意した．本研究では，いずれの金型も直径75mm，．

厚さ 32mm とし，表面は平均表面粗さを Ra = 0.02～

サーボプレスは任意の位置でのスライド速度設定が可能

0.03m に統一し，室温で用いた．表 1 に金型材料の諸特であり，例えば，加工中にスライド速度の減速，加速，性を示す．ステライト 6 は超硬合金と比較して，低硬度，

一旦停止，上下振動等のモーション設定が可能であり，低熱伝導率の特性を有する．

また高精度な位置決め特性も有する．このような特性を

鍛 造 用 試 験 片 に は ， SCr420

ク ロ ム 鋼活用して，フレキシブルな塑性加工プロセスの開発が期（Fe-0.2mass%C-1.0mass%Cr）棒材を円柱状に旋削加工し待されているが，冷間域での板材成形への適用が多く，た．試験片は電気炉により所定の温度に加熱し，無潤滑

温間・熱間域での塑性加工への適用は少ない．しかしなで鍛造を行った．

がら，温間・熱間鍛造では金型による抜熱のため被加工材の温度変化が大きく，また加工中の温度履歴により材質変化が生じるため，サーボプレスの活用は鍛造品に大３．ステライト表面肉盛り工具を用いた鍛造荷重の低減効果 10)

きな特性変化をもたらすと考えられる．筆者らはこれま

3.1

熱間据込み鍛造条件

でにサーボプレスを活用して，マグネシウム合金の温間直径 18mm×高さ h0 = 27mm の SCr420 試験片を 1273K

鍛造における加工荷重の低減手法 8)や加工限界の向上手の無潤滑で据込み鍛造を行った．据込み鍛造には 450kN

法 9)を提案している．

リンク式 AC サーボプレス（コマツ産機(株)：H1F45）を

本研究では，サーボプレスを用いた熱間鍛造の基礎研用いた．鍛造中のスライド出力を一定として，圧縮率

究として，金型の熱伝導特性とスライドモーション制御

h/h0 = 60%の場合，鍛造開始速度 10～270mm/s（平均鍛に着目した鍛造法を提案する．低熱伝導特性を有するス

造速度 Vavg = 5～65mm/s）とした．図 1 にスライド速度

テライトを金型に使用して，熱間鍛造における加工荷重線図の例を示す．いずれの場合もスライド下死点で停止の低減効果および金型に設けた細孔内への被加工材の材するため，下死点に近づくにつれてスライド速度は減速

料流動性に及ぼす工具熱伝導特性の効果について調べる．

する．

また高熱伝導特性の超硬合金工具を用いて，鋼材のダイ表1本研究で使用した金型材料の室温での諸特性

Cemented tungsten carbide (WC-20mass%Co)
Tool steel (Fe-5mass%Cr-1mass%Mo-1mass%V)
Stellite (Co-28mass%Cr)

Vickers
hardness /HV
950
550
580

ー 42 ー

Density /g·cm-3
14.0
7.8
8.5

Specific heat
/J·kg-1·K-1
500
450
420

Thermal conductivity/W·m-1·K-1
approx. 70
approx. 27
approx. 15

250

15
Vavg = 65mm·s
10–1Vavg = 25mm·s–1Vavg = 5mm·s

5

–1

200
150

WC–Co
Tool steel
Stellite(overlaid thickness: 5mm)

100
50

0
0.0

図 1

300

Top surface of specimen

True stress /MPa

Distance from bottom deadcenter /mm

20

1.0

2.0
Time /s

3.0

0

4.0

0

サーボプレスのスライドモーション線図（試験片

初期高さ h0 = 27 mm，圧縮率h/h0 = 60%，Vavg：平均鍛

図2

10 20 30 40 50 60 70–1
Average forging speed Vavg /mm·s

SCr420 試験片の熱間据込み鍛造における最大真圧

縮応力と平均鍛造速度の関係（h/h0 = 60%）

造速度）
金型熱伝導率，鍛造速度が鍛造荷重へ及ぼす影響
True stress /MPa3.2

h/h0 = 60%の据込み鍛造における真圧縮応力を図 2 に示す．金型材料，鍛造速度によらず，鍛造終盤で最大圧縮応力をとった．Vavg = 25mm/s 以上では鍛造時間が 0.6秒以下と短時間であるため，金型材料による圧縮応力の違いはみられず，SCr420 試験片のひずみ速度依存性により高速の方が圧縮応力は高くなった．SCr420 試験片のひ一方，Vavg = 25 mm/s 以下では超硬，SKD61 金型の場

WC–Co
Tool steel
Stellite
Vavg = 5mm·s

Vavg = 10mm·s

図3

–1

–1

Vavg = 25mm·s
0

ずみ速度依存性指数（m 値）は 1273K で約 0.14 であるの
で，速度比 2.5 に対して約 15%の応力上昇は妥当である．

240
230
220
210
200
190
180
170
160
150

–1

2
4
6
8
10
Overlaid thickenss of stellite /mm

SCr420 試験片の熱間据込み鍛造における最大真圧

縮応力とステライトの肉盛り厚さの関係（h/h0 = 60%）合では最大圧縮応力が上昇し，Vavg = 5mm/s では Vavg =65mm/s での最大圧縮応力よりも高くなった．これは Vavg

すことで，鍛造荷重を超硬，SKD61 工具鋼金型に対して= 5mm/s では圧縮時間が約 3.2 秒と Vavg = 25mm/s 以上の

約 15～20%低下させることが可能である．
繰返し据込み鍛造における金型温度の変化

場合と比較して長時間となり，工具，大気への熱伝達に

3.4

より鍛造中に SCr420 試験片の温度が低下したためと考h/h0 = 60%の据込み鍛造を繰返すことを想定し，鍛造えられる．ステライト金型の場合では，圧縮応力が低下

回数と金型温度の変化の関係について考察する．ここでから上昇へ転じる臨界速度は Vavg = 10mm/s であり，超硬，は 1273K の SCr420 試験片と 293K の大気が一定周期で工SKD61 金型に比べて，より低速まで低荷重での鍛造が可

具表面に接触するモデルについて，一次元非定常熱伝導能であることが示唆される．これは表 1 に示したように解析により SCr420 試験片，金型の温度分布を求めた．

ステライトの熱伝導率が超硬合金，SKD61 工具鋼の熱伝

ただし，SCr420 試験片の塑性発熱，SCr420 試験片－金導率と比較して低く，鍛造中の SCr420 試験片の金型へ型間の摩擦発熱等は考慮せず，金型初期温度を 293K，金の抜熱が抑制されたためである．

型母材を SKD61 工具鋼，金型表面のステライトは厚さ 0

熱間鍛造では，ハンマー等を用いて高速で加工し，被～10mm と設定した．また鍛造サイクルを 10s/回とし，加工材の金型への抜熱を防止し，被加工材を高温に保つ

SCr420 試験片と金型の接触時間を 0.25，3.0s（それぞれことによる低加工荷重化を図ることが一般的であるが，Vavg = 65，10mm/s を想定）の二通りで計算した．

低熱伝導率金型の使用と被加工材のひずみ速度依存特性

図 4 に SCr420 試験片との接触中（鍛造中を想定）のを組み合わせて，低速化を実用化できる可能性がある．

金型表面最高温度の計算結果を示す．Vavg = 10，65mm/s

精密熱間鍛造を目指すにあたり，高速鍛造では加工中ののいずれの速度においても，ステライトが厚いほど金型

材料流動制御が困難であるため，低速化は有効な手段と表面温度の上昇は小さいことが分かる．3.2 節の高速で考えられる．

の熱間据込み鍛造においては，ステライト金型の使用に

3.3

ステライトの肉盛り厚さと鍛造荷重の関係

よる鍛造荷重の低減はみられなかったが，図 6 の結果か

図 3 にステライトの肉盛り厚さが熱間据込み鍛造でのら金型の温度上昇の抑制効果は得られるものと考える．

最大真圧縮応力に及ぼす影響を示す．Vavg = 5mm/s の場

またステライトの厚さが 5mm 以上では金型表面温度に合，ステライト肉盛り厚さ 0～5mm では厚さが厚くなる

違いはほとんどみられず，3.3 節のステライトの肉盛りにしたがい圧縮応力は低下したが，厚さ 5mm 以上では厚さと鍛造荷重低減効果の結果とも合わせてステライト

さらなる圧縮応力の低下はみられなかった．したがって，の肉盛り厚さは 5mm 程度以上が適当といえる．ただし，

金型表面にステライトを厚さ 5mm 程度肉盛り処理を施

鍛造品の体積も考慮する必要がある．

ー 43 ーMaximum temperature of die surface /K

図 4

要素シミュレータ DEFORM-3D ver.10.1 を用いて調べた．

700

形状の対称性を考慮して，1/4 断面（90°分）を解析対象

Vavg = –1
10mm·s650とし，SCr420 試験片の塑性変形と温度変化を計算した．
SCr420 試験片－各金型間の熱伝達率（hD）は熱電対によThickness of stellite
0mm
1mm
5mm
10mm

600
550
500

る SCr420 試験片温度変化の実測値と有限要素解析による温度計算値を比較して，ステライト（肉盛厚さ 15mmを想定），超硬金型でそれぞれ hD = 5000，12000W/(m2·K)

Vavg = –1
65mm·s450と決定した．SCr420 試験片の変形抵抗，ひずみ速度依存性指数は 3.2 節の熱間据込み圧縮の結果から算出し，

400
0
1
2
3
10
10
10
10
Repetition number of forging operation

SCr420 試験片－金型間の摩擦係数は  = 0.30 とした．
図 6 にh/h0 = 65%での金型細孔部への SCr420 試験片繰返し据込み鍛造における金型表面の最大温度のの流入深さと SCr420 試験片－金型間の熱伝達率の関係を示す．Vavg = 25mm/s 以上では SCr420 試験片－金型間

計算結果の熱伝達率による違いはみられないが，Vavg = 15mm/s 以

４．ステライト表面肉盛り工具を用いた細孔部への材料流動効果 10)
4.1

下では熱伝達率の低い方が金型細孔部への流入は深く，さらに低速度ほど金型細孔部への流入が促進されることが分かる．次に金型細孔部へ据込まれた SCr420 試験片

熱間据込み鍛造条件

金型の熱伝導特性が被加工材の材料流動性に及ぼす影

先端部の温度の計算結果を図 7 に示す．据込み速度が低響を調べるため，金型に図 5 に示す細孔を設けて，据込

速ほど加工時間が長くなるため，SCr420 試験片の温度はみ鍛造において細孔への被加工材の流入量を調べた．細低下するが，熱伝達率が低いほど温度低下の度合いを小孔付き金型は下側金型に用いて，上側金型には細孔のな

さく抑えられることが分かる．

い平形状の金型を用いた．細孔付き金型には SKD61 工具

また図 6，7 より，超硬金型の場合は 530K 程度に加熱

鋼の表面部分の直径 50mm×厚さ 15mm の範囲にステラ
Inflow depth of specimen tocavity /mm

イトを TIG 溶接により肉盛り溶接したものと超硬合金を用意した．一方，上側金型には SKD61 工具鋼の表面にス
テライトを厚さ 10mm で肉盛り溶接したものを使用した．
ここで，SCr420 試験片の初期形状は直径 14mm×h0 =10mm とし，1273K の無潤滑で鍛造を行った．
3.0

2.5
2.0
1.5
1.0

32

–2

–1

hD = 5000W·m –2·K –1, TD = 293K
hD = 12000W·m –2·K–1, TD = 293K
hD = 12000W·m ·K , TD = 523K

0.5
0.0
0

12

15

75
50

3.0

5 10 15 20 25 30 35 40–1
Average forging speed Vavg /mm·s

1.5

図6

1.5

孔部への試験片の流入深さに及ぼす影響（TD：金型温度，

Cavity shapeh/h0 = 65%）

TIG welding part of stellite

SCr420 試験片－金型間の熱伝達率（hD）が金型細(a) 金型細孔部形状
1400
1200

Specimen

Temperature /K

Forging
direction

Inflow depth of specimen
Lower die with cavity

1000
800
600

–2

400

(b) 金型細孔部への試験片の流入深さ
図5
4.2

–1

hD = 5000W·m –2·K –1, TD = 293K
hD = 12000W·m –2·K–1, TD = 293K
hD = 12000W·m ·K , TD = 523K

200
0

細孔付き金型の形状
図 7

有限要素解析

SCr420 試験片－金型間の熱伝達率が金型細孔部へのSCr420 試験片の流動性に及ぼす影響を市販三次元有限5 10 15 20 25 30 35 40–1
Average forging speed Vavg /mm·s

SCr420 試験片－金型間の熱伝達率（hD）が金型

細孔部へ流入した試験片先端部の温度に及ぼす影響（h/h0 = 65%）

ー 44 ーすることで金型細孔部への流入量は室温のステライト金

一方，後方押出し鍛造では，図 10 に示すように直径 24mm型と同等の効果が得られることが分かる．しかしながら，

×h0 = 10，13mm の円柱状の SCr420 試験片を内径面が超金型の加熱に際してはヒーター等の加熱装置を金型に組硬合金あるいはステライトのコンテナへ挿入し，直径8，

み込む必要があり，さらに加熱による劣化が予想される

16mm（押出し比 1.1，1.8）の超硬パンチで，SCr420 試ため，低熱伝導率金型の有用性は高いと考えられる．

験片の底厚 5mm まで鍛造を無潤滑で行った．

実験結果

4.3

4.2 節で得られた有限要素解析結果を検証するため，細孔付き金型を作製し，熱間据込み鍛造実験を行った．
図 8 にh/h0 = 20，40，65%での SCr420 試験片の金型細孔部への流入深さの実験結果を示す．h/h0 = 40%以下では金型細孔部への流入量は少なく，金型材料による違いもほとんど見られない．一方，h/h0 = 65%ではステライ
ト金型の方が超硬金型より金型細孔部への流入量が多く，さらに高速の方が若干流入量は増加した．ステライト金型を使用することで金型細孔部への流入量が増加する点

図 9

は有限要素解析結果（図 6）と一致するが，据込み速度

概念線図

鍛造ダイクエンチにおけるスライドモーションのの影響については傾向が逆である．これは本研究での有限要素解析では熱伝達率や摩擦係数の境界条件に関して
温度や圧力依存性を考慮しておらず，室温のものを使用したことが一要因と考えられるが，その要因は特定できなかった．
以上より，熱間鍛造において低熱伝導特性を有する金
型材料は鍛造中の被加工材の温度低下を抑制する効果がPunch (WC-Co)

8, 16

Container(WC-Co or stellite)
Chrome steel billet(24 x h0 = 10, 13)

24

15º

2, 10Knockout punch(tool steel)

あり，金型隅部まで被加工材を充満できることから，熱Inflow depth of specimen tocavity /mm

間精密鍛造用金型への利用が期待できる．

後方押出し鍛造の金型構成

3.0

5.2

2.5

SCr420 試験片を超硬金型間に 5 秒間挟込んだ場合（td.q.

据込み鍛造における鍛造ダイクエンチ= 5 秒）の試験片の硬さ分布と試験片高さの関係を図 112.0に示す．試験片の硬さは試験片挟込み面と垂直断面で測1.5

h/h0 Stellite WC–Co
65%
40%
20%

1.0
0.5
0.0
0

図8

図 10

定した．h0 = 7.5mm では試験片全域が急冷され，水冷の場合と同程度の硬さ値（約 500HV0.2）が得られた．一方，
h0 = 15mm 以上の場合，試験片高さが高いほど硬さ値は上昇の度合いは小さく，また工具接触面からの距離が遠くになるにつれ，硬さ値の上昇は見られなかった．

5 10 15 20 25 30 35 40–1
Average forging speed Vavg /mm·s

次にスライド下死点保持時間と据込み圧縮後の金型材料が金型細孔部への SCr420 試験片の流入深

SCr420 試験片の硬さ分布の関係を図 12 に示す．ただし，試験片は h0 = 7.5mm であり，硬さ値は試験片高さ方向とさに及ぼす影響

平行断面の径方向中央部を圧縮面から 0.5mm 間隔で高５．超硬合金金型を用いた鍛造ダイクエンチ 11)5.1

さ方向中央まで測定したものの平均値である．超硬金型の場合，td.q.に比例して硬さ値は上昇し，td.q. = 5 秒以上で

熱間鍛造条件鍛造ダイクエンチ実験でのスライドモーションの概念は水冷した場合と同程度の硬さが得られた．一方，ステ線図を図 9 に示す．プレスは 450kN リンク式 AC サーボ

ライト工具の場合，td.q.に比例して硬さ値は上昇したが，プレス（コマツ産機(株)：H1F45）を用いた．鍛造終了直超硬金型と比較して硬さ値の上昇の程度は小さかった．

後のスライド下死点での停止時間を td.q. = 0～10 秒，また試験片の高さ方向中央部に熱電対を埋込み，鍛造中の後方押出し鍛造では，スライド上死点まで上昇後，ノッ

温度変化を測定したものを図 13 に示す．超硬，ステラ

クアウトパンチ作動までの時間を te = 0～5 秒に設定して，イト金型による試験片の冷却速度はそれぞれ約 300，

鍛造品を金型内で金型との熱伝達により冷却した．

130K/s であった．SCr420 の焼入れにおけるマルテンサイ

据込み鍛造では，直径 18mm×h0 = 7.5～22.5mm の円柱状の SCr420 試験片をh/h0 = 0～50%で無潤滑で圧縮した．

ト変態の臨界冷却速度が約 150K/s12)であることから，超硬金型では焼入れ効果が得られることが分かる．

ー 45 ー

Waterquenching500

h0 =15mm(h/h0 = 50%)

450

Vickers hardness /HV0.2

Vickers hardness /HV0.2

Measuring
Starting point
direction
for measuring
600
600
Bottom Sidewall
550
550
Water

h0 = 7.5mm (h/h0 = 0%)550

h0 =15mm(h/h0 = 0%)h0 =22.5mm(h/h0 = 0%)

400
350
300

As–received

250
200

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12Distance from tool contacting surface /mm

図 11

超硬金型による熱間据込み鍛造後の SCr420 試験

Vickers hardness /HV0.2: h/h0 = 35%)
WC–Co ( : h/h0 = 0%,: h/h0 = 35%)
Stellite ( : h/h0 = 0%,
Water
quenching

450
400
350
300
As–received

250
200

0 2 4 6 8 101214161820
Distance of starting point /mm(a) パンチ直径：8mm

図 14

td.q. = 0s, te = 0s
td.q. = 0s, te = 5s
td.q. = 5s, te = 0s
BottomSidewallWater
quenching

500
450
400
350
300

As–received

250
200

0 2 4 6 8 101214161820
Distance of starting point /mm(b) パンチ直径：16mm

超硬パンチ，コンテナによる後方押出し鍛造後のSCr420 試験片の硬さ分布（h0 = 10mm）
5.4

後方押出し鍛造における部分鍛造ダイクエンチ

鍛造品底部と側壁部で硬さ値を部分的に変化させることを検討する．まず底部のみを高硬度とすることを考え，
図 15 に示すように，ステライトコンテナを使用し，側As–received

壁部肉厚が 8mm 以上となる直径8mm の超硬合金パンチを使用して，td.q. = 5 秒，te = 0 秒の条件で後方押出し鍛

0
2
4
6
8
10
12
Sandwiching duration between dies td.q. /s

図 12

quenching

500

片の硬さ分布と試験片高さの関係（td.q. = 5 秒）
700
650
600
550
500
450
400
350
300
250
200

Vickers hardness /HV0.2600造を行った．図 16 に硬さ値の測定結果を示す．鍛造品

据込み鍛造における SCr420 試験片の硬さ分布とスライド下死点保持時間の関係（h0 = 7.5mm）

底部では 400HV0.2 以上，側壁部上方では約 300HV0.2の硬さとなり，底部のみ焼入れ処理を施すことができた．
次に側壁部のみを高硬度とすることを考え，金型は図17 に示すように，超硬合金パンチ（直径16mm），コン

Forging Sandwiching by dies1100

Air cooling (app. 4K/s)

1050

Temperature /K

1000
950
900
850

24

Water quenching(app. 300K/s)

800Container (stellite)

750

図 15

700
650
0.0

図 13

Measuring direction

Starting point
for measuring

Knockout punch (tool steel)

後方押出し鍛造における底部鍛造ダイクエンチ

の金型構成
0.5

1.0
1.5
2.0
Cooling duration /s

2.5

3.0
600

鍛造ダイクエンチ中の SCr420 試験片の温度変化
Vickers hardness /HV0.2の測定結果（h0 = 7.5mm）
5.3

8Punch (WC-Co)

Die quenching by stellite(app. 130K/s)
Die quenching by WC–Co(app. 300K/s)

後方押出し鍛造における鍛造ダイクエンチ

図 14 に超硬金型を用いた場合の後方押出し鍛造後のSCr420 試験片の硬さ値の測定結果を示す．硬さ値は試験
片高さ方向と平行断面において底面・側壁の中央部を測定した．パンチ直径8，16mm いずれの場合も td.q. = 0

550
500

BottomSidewallWater
quenching

450
400
350
300
250

As–received

200

秒の場合，te = 5 秒としても焼入れ効果を得ることができ

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Distance of starting point for measuring /mm

なかった．td.q. = 5 秒の場合，側壁厚さが 4mm となるパ
ンチ直径16mm の場合では，約 500HV0.2 まで硬さ値は

図 16上昇し，据込み圧縮での結果と同様の結果が得られた．

による SCr420 試験片の硬さ分布（td.q. = 5 秒）

ー 46 ー

後方押出し鍛造における底部鍛造ダイクエンチ

合わせて，鍛造荷重に対して最適な鍛造速度モーシ
ョンを決定できる可能性がある．

Ram position after forging

Bottom dead center
Starting point for measuring
Knockout punch (tool steel)24
Container (WC-Co)

図 17

金型の使用と被加工材のひずみ速度依存特性を組み

16 Measuring direction

zram

Punch (WC-Co)

2) ステライト金型による熱間鍛造中の被加工材の抜熱抑制効果により，被加工材を高温に保ち，金型隅部まで被加工材を充満可能であった．低熱伝導率金型
はネットシェイプ熱間鍛造の実現に際して，有効な後方押出し鍛造における側壁部鍛造ダイクエン

金型材料の一つとして期待できる．

チの金型構成Position of main andknockout rams3) 超硬合金金型を用いて，鍛造直後にスライド下死点
Forging Die quenching(td.q. = 0–10s)

Eject from dies(te = 0–5s)
Knockoutram

Main ram

で 5 秒以上停止させることで，超硬合金金型との接触部が肉厚 8mm 程度以下の鍛造品の部位では，水焼Top deadcenter入れと同程度の硬さ値が得られた．また部分的にス
テライト金型を使用あるいはパンチ保持位置を変化させることで，鍛造品に対して部分的に焼入れ処理zramを施すことが可能であった．

Bottom deadcenter

謝

Time

図 18

後方押出し鍛造における側壁部鍛造ダイクエン

チのスライドモーション概念線図

Vickers hardness /HV0.2

600

田財団に深く感謝の意を表する．また金型材料，試験片をご提供いただいた蘇州漢金模具技術有限公司，ダイジ

Bottom550

Sidewallェット工業(株)，新日本製鐵(株)（現：新日鐵住金(株)）Waterquenching

500に感謝する．

参考文献

450

1)

400
300
As–received

2)

zram = 2.0mm
zram = 2.5mm
zram = 3.0mm

Yukawa, N., Ishikawa, T., Matsuo, T. & Nozaki, Y.: Steel
Research International, (2011), Special Edition, 792-795.

3)

200

Doege, E. & Bohnsack, R.: Journal of Materials
Processing Technology, 98-2(2000), 165-170.

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20
Distance of starting point for measuring /mm

図 19

Douglas, R. & Kuhlmann, D.: Journal of Materials
Processing Technology, 98-2(2000), 182-188.

350
250

辞

本研究を進めるにあたり研究助成いただいた(公財)天4)

Behrens, B.-A., Doege, E., Reinsch, S., Telkamp, K.,
Daehndel, H. & Specker, A.: Journal of Materials

後方押出し鍛造における側壁部鍛造ダイクエン

チによる SCr420 試験片の硬さ分布（td.q. = 5 秒）

Processing Technology, 185-1-3(2007), 139-146.
5)

鍛造直後にパンチを下死点の上方 zram = 2.0～3.0mm まで

6)

中崎盛彦・明珍洋之・中溝利尚: 山陽特殊製鋼技報,
12-1(2005), 20-25.

上昇させた位置で td.q. = 5 秒間保持するよう設定した．鍛造後の SCr420 試験片の硬さ値の測定結果を図 19 に示す．

Gladkov, Y.: Proceedings of the 4th JSTP International
Seminar on Precision Forging, (2006), 105-110.

テナを用い，スライドモーションは図 18 に示すように，

7)

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

鍛造品底部では約 350HV0.2，側壁部では約 450HV0.2 の–Manufacturing

Technology,60-2(2011),

651-672.

硬さとなり，側壁部のみ焼入れ処理を施すことができた．
8)

６．結び

Matsumoto, R. & Osakada, K.: Materials Transactions,45-9(2004), 2838-2844.

本研究では，サーボプレスを用いた熱間鍛造の基礎研

9)

Matsumoto, R. & Osakada, K.: Journal of Materials

究として，金型の熱伝導特性とスライドモーション制御

Processing Technology, 210-14(2010), 2029-2035.

に着目した鍛造法を提案した．低熱伝導特性を有する金

10) 松 本 良 ・ 大 住 勇 太 ・ 宇 都 宮 裕 : 塑 性 と 加 工 ,54-627(2013), 363-367.

型材料にはステライト，高熱伝導特性を有する金型材料には超硬合金を用いて，鋼材の据込み鍛造および後方押11) Matsumoto, R., Chida, T. & Utsunomiya, H.: Steel

出し鍛造により調べた．以下，得られた結果をまとめる．

Research

1) ステライトを工具表面に厚さ 5mm 程度使用すること

634-638.

で，鍛造荷重の低減（被加工材の抜熱抑制），工具温International,

82(2011),SpecialEdition,12) Ju, D.Y., Zhang, W.M. & Zhang, Y.: Materials Science

度上昇の抑制に対して効果が得られた．低熱伝導率

ー 47 ーand Engineering: A, 438-440 (2006), 246-250.