技術論文

CAE解析及び物理シミュレーションの冷間鍛造工程への適用
高須一郎*1・笠井貴之*2・中崎盛彦*2

Practical Use of Numerical Analysis and Physical Simulation to Cold Die Forging Process
Ichiro Takasu, Takayuki Kasai and Morihiko Nakasaki

Synopsis: Computer aided engineering technologies were developed to assist the process designers of precision forging.
Sanyo developed plasticity simulation system for hot die forging and has adopted it for practical forging process.
Since this system is based on two different fundamental technologies, plasticine model and FEM, it has high reliability and large applicability, and is also useful for prediction of forging load and pressure, metal flow and slippingon the tool surface. Since plasticine model simulation was used in this system, however, there were some difficulties in its application for cold die forging because of little workhardening and large spring back of plasticine. In thisarticle, an alternative model simulation method was considered and aluminum alloy method was introduced on precision forging method and adopted to cold forging such as extrusion.
Key words: die forging; cold forging; process simulation; CAE; FEM; physical simulation; metal flow; work hardening; friction coefficient; strain; pressure on tool surface; material slipping on tool surface; plain strain; aluminum alloy.

1．緒言的に利用する場合もある。
当社では数年前からS.H.P.S.S.（Sanyo Hybrid Plasticity

有限要素法（FEM）解析に代表される数値シミュレーシ

Simulation System）と称する鍛造解析システムを構築してョンは，近年のコンピュータの発展と共に，一部の限られいる。このシステムの特長は，数値シミュレーションと物た分野の技術からかなり広範囲かつ一般的な技術として根理シミュレーションを併用し，両者を比較することで妥当づきつつあり，今では通常のPCにおいてもその解析がでな解が短期間のうちに容易に得られるところにある。熱間きるようになってきている。現在，2次元の数値シミュレ

加工における物理シミュレーションには，シミュレーショーションは十分に実務レベルで利用可能な能力を保有し，ン材としてプラスティシン，潤滑剤として炭酸カルシウム専用ソフトを導入している企業も多く見られる。また3次を用いる事で，鋼の熱間加工をよく再現できるという知見

元の数値シミュレーションについても，ソフトおよびハーがあり，S.H.P.S.S.では本知見を利用して，主に熱間加工プ

ドのめざましい性能向上により，1〜2年ほど前から一部実ロセスについて取り組んできた1-4）。それに対し，冷間加工用化されるまでに至っている。

プロセスについては，一部プラスティシンを適用している

しかし数値シミュレーションでの取扱いが困難，あるい

例はあるが，プラスティシンでは冷間での鋼の加工硬化，は，解析できない場合には，実機を模擬した代替材を用い摩擦係数の制御に関する問題，またスプリングバックが大てのシミュレーションを行う事がある。このシミュレーシ

きいことなど，冷間加工プロセスの物理シミュレーション

ョンを数値シミュレーションに対し，以下，物理シミュレへの適用には考慮すべき問題点があった。

ーションと呼ぶ。実際，複雑な3次元形状では，メッシュ

そこで本報では，冷間鍛造プロセスにおける物理シミュ作製，計算コストおよびリメッシュ等が困難なため，物理レーション法の確立を目的に，プラスティシンに代わるシシミュレーションを用いて検討する場合があり，今でも物ミュレーション材および選定したシミュレーション材に最理シミュレーションの要求・利用価値は高いと考えられ適な潤滑剤について調査を行った。また，冷間鍛造の基本る。また，物理シミュレーションは，解析シミュレーショ工程である前方押出しについて実機，物理シミュレーションの精度の検証や，しわや割れなどの表面欠陥の再現を目ンおよびCAE解析結果を比較し，物理シミュレーションの

*1
*2

技術研究所
技術研究所

プロセス開発グループ，PhD
プロセス開発グループ

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CAE解析及び物理シミュレーションの冷間鍛造工程への適用精度および有効性を明らかにした。

Hot Forging

2．冷間加工プロセスにおける物理シミュレーシ
ョン方法の確立

little workhardening
Steel

2・1

物理シミュレーションにおいて具備すべき事項

Plasticine

前述したように物理シミュレーションは，金属材料を加工する際の，金属材料の荷重特性，変形形状，材料流動などの変形挙動，加工製品の性状などの予測，加工条件が適CAE切か否かの評価などを目的として行われる。物理シミュレーションでは，加工機械や工具の負担軽減，摩擦係数およ･compatible deformation
behaviour with steel･legible metal flow･large spring back

び変形過程における形状など実機試験では得られにくい情報の収集などが目的とされるため，代替材を用いることが多い。
冷間加工の特徴として，熱間加工と比べ，(A)表面性状

Cold Forgingが良好，(B)変形抵抗が大きい，(C)加工硬化する，(D)金型−材料間の摩擦が小さい，などが挙げられる。特に加工

large workhardening

硬化は，熱間加工ではほとんど起こらないのに対し冷間加工ではその影響が大きい。また熱間加工と冷間加工では潤Steel

滑方法や潤滑状態も全く異なり，熱間では摩擦係数μが約?

0.3であるのに対し，冷間でのそれは約0.1程度である。この加工硬化指数と摩擦係数の両特性は変形形状に大きく影響をおよぼすため，シミュレーション材は，(C)および(D)CAEの条件について実鋼と同程度のものを用いる事が重要である。
上記の点を考慮し，熱間加工と冷間加工の物理シミュレ･legible metal flow
･compatible workhardening
index and friction coefficientwith steel

Fig. 1. Comparison between hot and cold forging simulation.

ーションモデルについて，比較したものをFig.1に示す。図に示したように，冷間加工プロセスにおける物理シミュレーションを精度良く行うためには，プラスティシンに代わその結果，(A)の銅合金は，半数の4種については限界据るシミュレーション材の検討が要求される。冷間加工プロ込み率が40％程度であり，残り4種のうち2種は，純金属にセスにおけるシミュレーション材として具備すべき点を，近いためメタルフローの観察が不可能に近く，残りの2種以下に要求の高い順に示す。

についても非常に困難であった。(B)の銅−亜鉛合金系は2①変形抵抗が低い（→簡便な設備でシミュレーションを種ともメタルフローの観察が非常に困難であった。これら行える）のことから，(A)銅合金（8種）および(B)銅−亜鉛合金系②加工性が良い（→限界据込み率＞70％）（2種）については，メタルフローの観察に不適であること③メタルフローの可視化が可能から，今回のシミュレーション材としての採用を見送った。

④加工硬化指数が実鋼と同程度

それに対し，(C)のアルミニウム合金は，選定した7種全て⑤金型との摩擦係数を自由に再現できる潤滑方法が存在において上記要求項の①〜③を満足したため，引き続き④⑥試験片作製が簡便

および⑤の要求項目について検討を行った。Table 1に選定

⑦材料費が安価したアルミニウム合金を示す。

⑧環境にやさしい（→リサイクル可能，有害な材料でな

2・3い）
2・2

加工硬化指数と潤滑方法の検討

選定したアルミニウム合金について，シミュレーション

物理シミュレーション材の選定

材に対する要求項④「加工硬化指数が実鋼と同程度」の条

まず上記のシミュレーション材に対する要求項①を考慮

件を満足するか否かを調査するため，加工硬化指数を冷間して，数ある金属材料の中から比較的変形抵抗が低いと思据込み性試験 5）にて測定した。試験には冷間据込み試験1

われる，(A)銅合金（8種），(B)銅−亜鉛合金系（2種），(C)号拘束型（日本塑性加工学会冷間鍛造分科会基準）試験片アルミニウム合金（7種）を選定した。各材料を用いて冷を用い，油圧制御式万能試験機にて規定の試験方法に基づ間据込み性試験を行い，②および③について検討を行った。

いて行った。Fig.2に実験により得られたアルミニウム合金

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CAE解析及び物理シミュレーションの冷間鍛造工程への適用

Table1. Chemical compositions of aluminum alloys.
AlloyJISAl-Cu

Al-Mg

SiFeCu

MnMg

2011

0.40

0.7

5.0〜6.0−2017

0.2〜0.8

0.7

3.5〜4.5

0.40〜1.02024

0.50

0.50

3.8〜4.9

0.3〜0.95052

0.25

0.40

0.10

0.10CrZnTi−

−

0.30

−

0.40〜0.8

0.100.25−

1.2〜1.8

0.10

0.28

−

2.2〜2.8

0.15〜0.35

0.10

−

5083

0.40

0.40

0.10

0.40〜1.0

4.0〜4.9

0.05〜0.25

0.25

0.15

Al-Mg-Si

6061

0.40〜0.80

0.7

0.15〜0.40

0.15

0.8〜1.2

0.04〜0.35

0.25

0.15

Al-Zn-Mg

7075

0.40

0.50

1.2〜2.0

0.30

2.1〜2.9

0.18〜0.28

5.1〜5.60.20

係数を推定する。潤滑剤としては，(A)二硫化モリブデン，

Work hardening index

0.25(B)ワセリン，(C)冷間圧延用潤滑剤の三種類を用意した。
0.2

試験片には，各アルミニウム合金の棒材から外径18mm, 内径9mm, 高さ6mmのリングを旋削したものを使用し，各潤Work handening index zoneof steel meterial

0.15

滑剤での各種アルミニウム合金と金型との摩擦係数を測定0.1した。
Fig.4に，実験により得られたアルミニウム合金の各潤滑0.05剤の摩擦係数を示す。これからわかる通り，冷間鍛造にお0ける摩擦係数の範囲をこの3種類の潤滑剤でほぼカバーで7075 2024 2017 2011 5052 5083 6061
Material

きることがわかる。また後述のFig.6に示すように，アルミニウム合金は明瞭にメタルフローの観察が行えることが分

Fig. 2. Work hardening indexes of aluminum alloys.

かる。以上の結果から，冷間加工のシミュレーション材にアルミニウム合金を用いる事は有効であることがわかっの加工硬化指数を示す。Fig.2から選定したアルミニウム合た。

金により冷間加工鋼材の加工硬化指数の範囲をほぼカバーできることが分かる。
lubricant forcold forgingまた上記要求項⑤「金型との摩擦係数を自由に再現できる潤滑方法が存在」する事を調査するため，アルミニウム合金と金型（材質…SKD11）との摩擦係数を，リング圧縮

0.13〜0.15vaseline試験6）により測定した。摩擦係数の同定は，CAE解析によ0.095〜0.11

り摩擦係数と相関性の高い変形量（内径）の関係を予め較正曲線として求め（Fig.3），実験により得られた内径変化

MoS2

0.08〜0.091

率と較正曲線との比較により，その潤滑条件における摩擦

Change in Inner diameter（final / initial）

0.06

0.1
0.120.14
friction coefficient µ0.16

Fig. 4. Friction coefficients of lubricants.

1.2
workhardening index＝0.134

1.11.03．前方押出しへの適用

MoS20.9

vaseline

0.8experiment

0.7

lubricant forcold forging0.6µ ＝0.08µ ＝0.10.50.40.083・1

上述のように，冷間加工シミュレーション材として，アルミニウム合金を用いる事の有効性が示された事から，冷間前方押出し実験を行い，シミュレーションの精度についcalculatedての検討を行った。実験に使用した前方押出し金型の模式µ ＝0.14010

実験方法

203040
Reduction in hight / %50

図をFig.5に示す。金型材質はSKD11で，Table 2に示すよう60に，入口部径D1を固定し出口部径D2ダイス絞り半角 θ の異なる2種類の金型形状A,Bを用意した。実験は油圧制御式万Fig. 3. Friction coefficients of lubricants（A5052）.

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CAE解析及び物理シミュレーションの冷間鍛造工程への適用

能試験機を用い，パンチ速度は10 mm/minで行った。

3・3実験および解析結果

3・3・1

メタルフローおよび外観形状

CAE解析の妥当性を見るために，実験結果と計算結果をwork material比較した。
punch

まず，据え込み加工でのメタルフローを比較した。実鋼およびシミュレーション試験片の断面マクロ写真およびθ

die support

CAE解析で得られたメタルフローをFig.6に示す。

D1D2Steel（SNCM420）

G

diesurface roughness：1.8 µ mRy

Fig. 5. Schematic diagram of the metal mold for cold extrusion.
Aluminum alloy（A5052）
Table2. Mold shape factors.
D1 / mm D2 / mm θ / deg reduction in area/%

moldA

16.6

13.2

1010B

16.6

12.91515CAE

前方押出し加工実験には，切削加工により直径14mm，高さ21mmの円柱形に仕上げたもの（表面粗さ:7〜8 µ mRz）

Fig. 6. Metal flow of work materials（SNCM420, A5052, CAEanalysis）.

を用いた。材質としては，実鋼として，SNCM420（97.6HRB），モデルシミュレーション材として，SNCM420と同等の加工硬化指数を持つアルミニウム合金A5052（31.1

CAE解析では，端部の摩擦条件を「固着」とし，変形抵HRB）を用いた。

抗式についてはシミュレーション材のものを用いている。

実鋼としてのSNCM420，シミュレーション材としてのこれらを比較すると，実鋼（SNCM420），シミュレーショA5052，それぞれの変形抵抗式は次式で示される。

ン材（A5052）およびCAE解析，それぞれのメタルフローがよく一致していることがわかる。

SNCM420 ：σ ＝1118.9 ε0.132（MPa）（1）

また，前方押出し加工後の試験片の変形形状について，：σ ＝337.12 ε0.134（MPa）（2）

Fig.7に示した端部くぼみ量と最大直径について比較した。

A5052

その結果をFig.8に示す。この図から分かる通り，解析結果実験はすべて室温（約25℃）で行い，実鋼（SNCM420）と実験結果はよく一致し，実鋼とシミュレーション材で，の潤滑剤には二硫化モリブデンを用い，摩擦係数については，リング圧下試験結果より算出した。その結果実鋼（SNCM420）と工具との摩擦係数は0.085とわかった。
Fig.4よりシミュレーション材（A5052）との潤滑剤には，実鋼での潤滑状態を再現できる二硫化モリブデンを選び，

maximum diameter

その摩擦係数を0.08とした。
3・2

CAE解析条件

有限要素法解析には小坂田らの開発したRIPLS-FORGE7）を用いた。前方押出し加工の解析には，モデル実験に使用
depth of concave

した金型と同様の断面減少率およびテーパ角を用い，また，実験により求めた変形抵抗式を用いた。尚，FEM計算条件
としては，要素数：700，ステップ数：100で行った。

Fig. 7. Schematic diagram of extrusion test piece.

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experimental（SNCM420）

L*＝L/L1＝0.14＋0.25 µ −0.31n＋0.016 θ ＋0.012RCAE（ µ ＝0.1）

L ：mold load
µ ：friction coefficientθ ：die half angle

15

maxmum diameter / mm

0.6
0.5

120.3
0.2
0.1
0

mold A

mold B3
mold A

mold B

Fig. 8. Effects of mold shape with extruded materials.

mold B

experimental

0.560L1：flow stress at ε ＝1
n ：work hardening index
R ：area reduction ratio

0.69Dimensionless load

0.4

calculated
0.4
mold A

0.30.20.1

共に，ほぼ同様な形状が得られた。メタルフローおよび外0観形状の比較から，シミュレーション材によるシミュレーションにより実鋼での変形挙動を正確に推定できることがSNCM420

A5052

SNCM420

A5052

Fig. 10. Comparison between experimental load and calculated loadwith forging(non-dimensional).

わかった。
3・3・2 パンチ荷重
金型形状Aにて前方押出し加工を行った際の実鋼およびシミュレーション材の荷重−ストローク曲線をFig.9に示に発生するひずみの測定については，軸加工部下2mmの位す。実鋼およびシミュレーション材の摩擦係数は，ともに，置（Fig.5のG部）にひずみゲージを張り付け測定した。金リング圧縮試験により求めた摩擦係数（シミュレーション型の応力解析については，弾性解析を用いた。Fig.11にそ材：µ ＝0.08，実鋼：µ ＝0.085）より若干高い値（シミュの比較結果を示す。線がCAE解析により得られたひずみ，レーション材：µ ＝0.11，実鋼：µ ＝0.1）で解析すること

点が実験により得られたひずみであるが，金型における周により、実験結果とよく一致した。これは，絞り部におい方向のひずみ ε θ および高さ方向のひずみ ε z ともに計算結て潤滑膜が薄くなる等の潤滑状態の劣化が原因と考えられ

果と実験値はよく一致し，CAE解析により金型の応力状態る。

を精度よく予測できることがわかった。

また，既報8）にて示した前方押出し加工時の荷重予測式について，今回の実験で得られた（加工終期のほぼ定常状500
Strain / µ ε態時）荷重に適用し，比較検討を行った。Fig.10に示した通り，実鋼，シミュレーション材，どちらにおいても実験値と予測値はよく一致した。
3・3・3 金型ひずみ
金型ひずみについても実験により測定した加工時の金型

ε θ（CAE）

0（CAE）
εｚ−500ε θ（experimental）−1000−1500

表面のひずみとCAE解析で得られた結果と比較した。金型（experimental）
εｚ510150reduction in hight / mmFig. 11. Comparison between experimental results and CAE simulation with mold strain history.

40µ ＝0.1

A5052

30Load / kN

depth of concave / mm

experimental（A5052）µ ＝0.11

SNCM420µ ＝0.085

204．結論
冷間鍛造におけるシミュレーション材としてアルミニウ

10ム合金，潤滑剤として二硫化モリブデンを用いる物理シミµ ＝0.08002468Stroke / mm10ュレーション方法を提案した。アルミニウム合金は，冷間12における実鋼の加工硬化指数の範囲を十分カバーし，メタルフローの可視化も可能であり，また潤滑剤である二硫化Fig. 9. Load history of steel（SNCM420） and aluminum alloy（A5052）.

モリブデンとの組み合わせは通常の冷間鍛造時の潤滑状態

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CAE解析及び物理シミュレーションの冷間鍛造工程への適用をよく再現できるため，精度の良い物理シミュレーション

2） 矢野正和, 尾崎勝彦, 吉田忠継, 笠原義夫：平成8年塑性加工春季講演会が可能である。

概論集(1996), 192.

実際，冷間鍛造の基本工程の1つである前方押出しに本

3） 矢野正和, 尾崎勝彦, 中崎盛彦, 吉田忠継, 笠原義夫：第47回塑性加工連

シミュレーション法を適用し，実鋼による実験結果および合講演会概論集(1996), 99.

解析結果と比較検討したところ，物理シミュレーション，

4） 中崎盛彦, 矢野正和, 尾崎勝彦, 吉田忠継：第47回塑性加工連合講演会

実鋼実験と数値解析結果はよく一致し，当シミュレーショ

概論集(1996), 103.

ン方法の有効性が確認できた。

5） 冷間鍛造分科会材料研究班：塑性と加工, 22-241(1981), 139-140.
6） K. Osakada and M. Shiraishi : Proceedings of the 2nd. International Conference文献on Technology of Plasticity, (1987), 925.
7） 森謙一郎, 島進, 小坂田宏造：日本機械学会誌, 45A(1979), 396, 965.

1） 尾崎勝彦, 矢野正和, 中崎盛彦, 吉田忠継：平成8年塑性加工春季講演会

8） 笠井貴之, 吉田忠継, 尾崎勝彦, 澤井謙一：日本塑性加工学会, 第6回日概論集(1996), 190.

中精密鍛造シンポジウム論文集, (1998), 180-183.

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