解説論文
カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

工程設計に寄与するシミュレーション技術
Simulation Technology that Contributes to Process Design
中﨑 盛彦*NAKASAKI Morihiko

Synopsis:

The simulation for plastic deformation has been actively conducted in the field of manufacturing of materials
and car parts. The number of prototypes and verification processes can be reduced by applying the simulation
to the process design.
The examples of in-house developed simulation technology for plastic deformation and their specificapplication were outlined. In the hot forging process, various problems regarding the process design and thedie life were improved by applying the simulation. The three-roll type ring rolling simulation was developed,
and the reason for good formability in cross section was clarified. In the rolling and free forging process ofsteel bar, the simulation for central void closure was conducted. The result concluded that the parameter thatserves as the indicator of void closure used in free forging process can also be applied to rolling process. With
regard to techniques for preventing the internal defects in high carbon tool steel and for closing the micro-level
void, measures for further improvement have been found by linking the actual observation and the simulation.
Thus, the simulation for plastic deformation process is the extremely useful tool for the optimum process
design.

Keywords:

plastic deformation; simulation; CAE; process design; hot forging; ring rolling; rolling; free forging; die life; void
closure; synchrotron X-ray analysis; laminography.

1. はじめにタの大容量化・高速化に伴い普及が進み，今では三次元解
析は当たり前の技術になりつつある．

近年のコンピュータ技術の発展に伴い，数値シミュレー

このように，シミュレーション技術はほぼ確立されておションは日常的に使用されるようになってきた．特に産業

り，ほとんどの実用的プロセスにおいて問題なく利用され界では材料・部品の製造を始めとするものづくりの分野でている．一方で計算規模の拡大に伴う計算負荷の抑制は，

塑性加工シミュレーションが盛んに行われている．塑性加

今でもなお大規模解析では重要な課題となっている．

工のシミュレーションは，前述した数値シミュレーション

シミュレーションが変形解析を中心として塑性加工の分と物理シミュレーションの 2 種類に大別される．現在よ野において広く普及した理由として，以下の点が考えられく使われているのは数値シミュレーションであるが，コンる．まず，解析結果をコンピュータグラフィックスで可視

ピュータの発達以前には，物理シミュレーションが盛んに化できることにより，例えば一つの変形における途中過程

活用され，今なおその利用価値は高い．

の情報についても可視化をして，課題を抽出することが容塑性加工シミュレーションのベース技術として，1960

易である．また，実際には実施困難な条件においてもそれ年代にはそれ以前に完成していた弾性体の理論を基にしたを模擬した計算ができる．さらに，実験試作には準備期間

弾塑性微小変形理論の確立が始まり，70 年代には剛塑性と相応のコストが必要になるが，シミュレーションによっ

有限要素法の基礎的な理論が確立した 1)．80 年代後半かてそれらを短縮・低減できる．これらの特長から，材料やら 90 年代前半にかけては二次元解析で実用化が始まり，部品を製造する工程設計に塑性加工シミュレーションを適

90 年代後半には三次元解析が開始した．普及に伴い多く用することで検証工数や試作回数を削減でき，開発期間のの市販コードが開発，使用されるようになった．コンピュー

短縮効果が大きく得られる．従って，塑性加工シミュレー*

研究・開発センター部長

博士（工学）

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ンピュータの計算能力の限界もあり二次元モデルがほとん

本稿では，当社における塑性加工シミュレーションの導どであった．これは，三次元・複雑形状への適用が困難で入の経緯から，その発展，具体的な適用事例について述べあったことが大きい．一方で，三次元形状の材料を用いるる．また今後の研究開発の方向性についても述べる．

物理シミュレーションにより，数値シミュレーションでモデル化されていない対象に関する有用な結果が得られるこ

2. 数値シミュレーションの導入

とも多くあり，物理シミュレーションによる補助を積極的に活用して解析精度の向上を図った．物理シミュレーショ

2.1 数値シミュレーションと物理シミュレーションの違い

ンにはプラスティシンという材料が用いられた．プラス

現在，シミュレーションと言えばコンピュータを用いた

ティシンは油粘土の一種であり，剛塑性の変形挙動を示す

数値シミュレーションを指すことがほとんどである．一方，こと，温度や添加物により変形抵抗を変化させられること

シミュレーションには数値シミュレーションの他に物理シ

から物理シミュレーションにおいて有用な材料である．

ミュレーションがある．コンピュータの発達以前，物理シ

ディファレンシャルギヤの熱間鍛造による実変形とシ

ミュレーションは盛んに用いられた．物理シミュレーショ

ミュレーション，およびプラスティシン実験によるファイ

ンは数値モデルではなく軟質金属，Wax，粘土などの物理

バーフローの比較例を Fig. 2 に示す 3)．3 者のファイバー

モデル用材料を用い，それらを使った実験結果から変形，フローの挙動はよく一致している．このように数値シミュ

荷重などの測定結果をフィードバックとして得る．

レーションだけでなく物理シミュレーションや実鋼変形との比較検証を行うことで，解析結果の精度を担保すること

一方，近年のコンピュータの発達に伴い，鍛造や圧延をができる．

中心とした塑性加工分野のシミュレーションが，設計や研究開発といった分野において適用され，製品の高品質化やコスト削減に有効な手段となっている．数値シミュレー
ションは，CAD (Computer Aided Design) ソフトと組み合わせて CAE (Computer Aided Engineering) 解析シス
テムとして利用されることが多い．数値シミュレーションにはいくつか方法があるが，最近は有限要素法解析とほぼ同義となっている．
当社では 1990 年代に数値シミュレーションの導入を

Fig. 2 Comparison of metal flow in differential gear blank,
plasticine experiment and FE analysis.

開始しており，当時から実績のあった物理シミュレーショ
ンも併用しながら，実用的に役立つシミュレーションを目

2.2 ギヤ素形材の熱間鍛造におけるファイバーフロー2)

指した塑性加工シミュレーション体系 S.H.P.S.S. (Sanyo
2)

Hybrid Plasticity Simulation System) を提唱した ．Fig.

Fig. 3 に親子鍛造と呼ばれる，1 つのビレットからベア

1 にその概念図を示す．当時の数値シミュレーションはコ

リングの内輪と外輪を同時に熱間鍛造する工程について示した．ここでは，加熱に伴うビレット表面の脱炭層がベア
リング製品の転送面に入り込むことで強度低下が起こらな
いか，シミュレーションにより確認した．CAE 解析には
小坂田らが開発したソフト「RIPLS FORGE」4) を用いた．
変形挙動を，ファイバーフローにより確認した．実鋼のファイバーフローは鮮明なものが得られなかったため，比較対象をプラスティシン実験から得られるファイバーフ
ローとした．結果を Fig. 4 に示す．プラスティシンで色分けされたファイバーフローは，シミュレーションによる

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Fig. 1 Conceptual diagram of die forging CAE analysis system.

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Fig. 3 Schematic diagram of forging process for bearing blank.

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ションは工程設計に極めて有用なツールと言える．

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同時期に，ハブベアリングの世代進化 5) が起こり，軸ファイバーフローとよく一致した．
よって，シミュレーショ

対称形状であるハブⅠからハブⅡ，Ⅲといった複雑形状のンの結果は実現象を良く再現しているとみられる．
この数値解析結果を用いて，ビレット表面 1mm の部

製品の割合が増加した．それに伴い，これらの非対称形状

分の変形状態を追跡した結果を Fig. 5 に示す．その結果，のフランジを有する複雑形状を熱間鍛造にてニアネット

外輪の一部に脱炭層が入り込むものの，その部分は大きくシェイプに製造することが求められた．
そこで，ハブベアリング外輪の鍛造工程の三次元解析に引き伸ばされるため，脱炭層の影響は軽微と結論付けられ取り組んだ 6)．Fig. 6 にハブ外輪の鍛造形状例を示す．こた．
このように，数値シミュレーションの活用によりファイ

うした非対称形状のフランジを成形するには従来はバリ出

バーフローや変形の予測を迅速かつ容易に行うことがでし鍛造が有効であったが，ここでは歩留まり向上を考慮しき，利便性は高まった．ただし，この時点では熱間加工をて密閉鍛造にて仕上げる工法を検討した．複雑形状の変形中心とした鍛造シミュレーションへの適用にとどまってに対し，単なる変形解析だけではなく，加工発熱や金型いた．原因は当時の PC の計算速度がまだそれほど速くなの抜熱を考慮した精密な三次元鍛造 - 温度連成シミュレー

かったことと，三次元解析が困難であったことが大きい．

ションが有効と考え，その確立に取り組んだ．

3. 三次元解析の素形材シミュレーションへの適用
拡大

ダイ接触部の温度に関し，三次元鍛造 - 温度連成シミュ

Fig. 7 にハブ外輪熱間鍛造時におけるフランジ下面とレーションと，赤外線サーモグラフィによる温度の測定結果の比較を示す．両者はよく一致している．
Fig. 8 に予成形形状を変更した場合のフランジ部の充

3.1 ハブベアリング熱間鍛造の三次元シミュレーション
2000 年頃を境に市販の鍛造シミュレーションソフトの足挙動について検討した結果を示す．製品工程におけるフ充実が進み，ハードウェアの能力向上と相まって三次元解ランジ部の径方向の広がりを抑制するにあたり，予成形の析への適用が現実的になってきた．

上金型形状を平坦形状，上に開放した形状，広がりを抑え

Fig. 4 Metal ﬂow of forging process in gear blank.
Fig. 6 Forged products for HUB bearing.

Fig. 7 Transition of temperature in forging process.

Fig. 5 Change in the decarburized layer thickness by forging.
Fig. 8 Comparison between the former process and the
proposal process in ﬁlling behavior of ﬂange part.

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する類似型番数種類の寿命との関係を整理した結果を Fig.

な上金型で圧下した場合に比べ，フランジ広がりを解放し11 に示す．結果，パンチ中央部の面圧上昇速度が大きい

た金型形状では充填挙動に差は付けられないが，フランジ

ほど金型が短寿命であることがわかった．

広がりを抑制する金型形状にすることでフランジの広がり

この解析結果をもとにパンチの中央部に空気抜き穴を設形状に差を付けられることが分かった．こうした設計によけた結果，エロージョン疵が防止され，寿命を飛躍的に向り従来は軸対称形状であった予成形を非対称形状 ( 二次元

上させることができた．

では解析できない形状 ) にする場合に対して三次元的に鍛造工程を設計することが可能となった．

3XQFK

こうした取り組みの結果，当社内でハブⅡ，Ⅲの熱間鍛造工程を確立することができた．今なおハブ素形材の熱間鍛造工程の設計には三次元 CAE 解析が有効に活用されて:RUN

いる．また，中国の素形材製造拠点へのハブ専用プレスラ
インの導入にもつなげることができた 7)．
3.2 ハブ熱間鍛造時の金型寿命向上8)次に，ハブ内輪製造工程の金型寿命向上に取り組んだ事
例につき紹介する 9)．対象はパンチのエロージョン疵であ'LH

る．エロージョンとは，通常ダイス隅 R 部などに閉じこめられた空気や潤滑剤が瞬間的に噴出してダイスを損耗させる現象である 9)．Fig. 9 に実際の疵の例を示す．ハブ内輪の 4 工程成形のうち，2 工程目の予成形を平パンチにFig. 10 Schematic diagrams of the lubricant trapped gaps, S1 andS2, in 2nd deformation process (Stroke ratio=80%).

て加工する際，数百ショットと非常に短寿命で疵が発生したものである．

6XUIDFHSUHVVXUH03D

Fig. 9 Appearance of ﬂat punch (Left) and surface cracks onpunch (Right).

Fig. 11 Relationship between the pressure increasing rate andthe die life.

Fig. 10 に同工程を模擬した CAE 解析結果を示す．ス
トローク率 80% での変形において S1 と S2 の 2 つの微

3.3 リングローリングのCAE解析技術の確立

小空間の残存が見られ，これが疵発生箇所に近い箇所に存

リングローリングはベアリングレースを始めとする中空在することがわかった．このことから成形過程で潤滑剤がリング状の各種素形材を製造する，有力な工程である．中

気化して工具付近を損傷することによるエロージョン疵と

空素材を拡径する工程であり，中実材を熱間鍛造で成形す

推定し，S2 近傍のパンチ外周部に空気抜き穴を設けたもる工程に比べて鋼材歩留まりが良好であることがメリットのの，大きくは改善されなかった．

である．一方で，過去には製造時の疵発生が経験されておそこで，原因は潤滑材の気化にあるとみたうえで疵発生

り，また素形材のニアネットシェイプ化に伴い断面プロ

に対してより有害性の高い箇所を探った．高面圧が加わる

フィール成形品の製造要望がある一方で，一般的なリングとみられるパンチ中央部付近に注目し，素材とパンチの接ローリング工法では断面形状の成形が難しいといった課題

触開始から鍛造終了までのパンチ中央部の面圧上昇量を加があった．

工時間で除した値を面圧上昇速度と定義し，この指標とパ

そうした点を踏まえて，リングローリングの CAE 解析

ンチの寿命との関係性を調べた．同指標と平パンチを使用技術を確立することは工程改善に大いに寄与すると考えら

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カーボンニュートラルにつながる予測技術特集て拘束する形状，の 3 種類の断面形状を設定した．平坦

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以上より，CRF の変形挙動を CAE 解析により短時間でれる．ただし，リングローリングは 1 回転あたりの圧下計算することができるようになった．

率が小さいことから，リング内の加工される領域は狭い．
したがって，CAE 解析のためにリング全周を微細に要素

続いて熱間リングローリングへの適用事例について示

分割する必要がある一方，変形に関与する要素はそのうちす．当社の保有する熱間リングローリング機の機構を Fig.

のごく一部に過ぎない．それに対して，通常の変形解析手

14 に示す．主ロール 2 枚が傾斜角θをもって並ぶ 3 ロー法を適用した場合，単純形状の変形でも約 7 日を要する

ル型リングローリング機であり，この機構により断面プロなど 10)，計算時間が膨大になることが課題となっていた．

フィールを有するリング製品を製造することが可能とされそこで，リングローリングの変形解析に ALE 法を適用

る 14)．ただし，その加工メカニズムは明確ではなかった．

したソルバーをベンダーに開発委託し，リングローリン

まず，3 ロール型リングローリング機による材料変形

11,12)．ALE 法とはを ALE 法にて再現できるか確認した．圧延時の半径方向「Arbitrary Lagrangian-Eulerian method」 で あ り，Fig.

に旋盤目を入れて加工状態をモニタリングできるようにし12 に示すように，領域を分割する Euler 要素と物体を要た材料を圧延し，その変形結果を CAE 解析と比較した．

素分割する Lagrange 要素の 2 種類を適宜切り替え，計Fig. 15 にその結果を示す．リング内周部 2 ヶ所の材料が算する要素を変形体近傍に限定することで，計算時間を短先進する実機の挙動を再現できており，本手法による解析

縮する手法である 1)．

は 3 ロール型でも適用可能と考えられた．

グの変形挙動適用への活用を図った

まず，同手法を冷間リングローリング (CRF) に適用しまた，Fig. 16 に示す貫通穴を開けたリングを活用して12)．その結果，圧延時の成形ロール回転を実測値とす

肉厚方向での材料の変形挙動を調査した．結果を Fig. 17

ると，シミュレーションによるリングの回転ならびにマンに示す．3 ロール型では z 軸方向中央付近では他の箇所よ

ドレルの回転が実測値と同じ挙動を示すことを確認した．

り Ur ( 半径方向への変位 ) の値が大きいことからみて，内た

また，リングの拡径挙動は，Fig. 13 に示すように葉山の理論式 13) 通りの挙動となることを確認した．

Fig. 14 Schematic diagram of 3-roll-type ring rolling mill.

Fig. 12 Example of Lagrangian mesh (Middle) and Eulerianmesh(Right).

Fig. 15 Forward slip behavior by the three-roll-type ring rolling.
Arrows in the analysis result show the behavior of
forward slip.

]UFig. 16 Preparation of initial ring and the rolled product after
three-roll-type ring rolling.

Fig. 13 Variation of the ring diameter during cold ring rolling.

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ことが明らかになった15)．

らびに 3 ロール型リングローリングの変形解析に適用し，続いて 2 ロール型，3 ロール型のリングローリングにそれぞれのロール方式での実機の変形挙動を再現できた．

関し，テーパー型リング加工時の材料外周・内周の周速と特に当社が保有する 3 ロール型はロールバイト出側が閉の一致度を確認した．Fig. 18 にロール出側の断面形状を孔型になること，ロール周速とリング周速とを一致させや示す．主ロールとマンドレルで構成されるロールバイト出すい機構であることにより，断面プロフィールを有するリ側の形状は，鍛造加工の場合に類似した閉孔型となっていング製品の製造に有利であることが明らかになった．

る．一般的な 2 ロール型ではリング肉厚中央で型割りすることが多く，その場合は開放型的であると言える．2 ロー

3.4 コネクティングロッド金型の寿命向上の検討

ル，3 ロール型でのロールと材料の相対速度差の計算結果

CAE 解析を活用して，ユーザーにおける金型寿命向上

を Fig. 19 に示す．2 ロール型 ( 図中の Condition 3) にの取り組みも行っている 18)．コネクティングロッドの熱

おいて相対速度差の幅が大きい一方，3 ロール型 ( 図中の間鍛造についてその工程を Fig. 20 に示す．半密閉鍛造でCondition 1，2) においては相対速度差の幅は小さく，し行われており，一部の材料がフラッシュ ( ばり ) として製たがってロールバイトにおいて材料とロール間のすべりが品の外側に付随している．熱間鍛造金型に見られる割れの生じにくいことが見出せる．すなわち，これらの 3 ロー

状態を Fig. 21 に示す．全 3 工程で行われる鍛造のうち，ル型の材料流動の特徴がプロフィールを有するリングの製造に有利に働くことがわかった 16,17)．
以上の通り，リングローリングの解析時間の短縮が可

Fig.19 Relative velocity between main rolls and the ring.

Fig. 17 Radial displacement of z-coordinate of the ring by
three-roll-type ring rolling.

Fig. 20 Intermediary and ﬁnal shapes of hot-forged connecting rod.

Fig. 18 Schematic diagram of 2-roll-type and 3-roll-type
tapered ring rolling mill.

Fig. 21 Example of the crack in hot-forging die.

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能な CAE 解析ソルバーを開発・活用して，2 ロール型な径から外径に向かう材料流動を促進する作用が働いている

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4. 棒鋼圧延工程への適用拡大

2 工程目の金型の大端部と小端部をつなぐロッド部分の金型に割れの発生が見られている．
この金型に対し，まず成形解析を行い，その面圧を金型

4.1 棒鋼圧延工程の形状予測ならびに棒鋼内部の空伱閉塞予測に転写する方法にて金型の応力解析を行った．その結果を当社で取り扱う棒鋼，鋼管といった製品は長さ方向で断Fig. 22 に示す．下死点近傍のストロークで割れ発生部に面形状が同一であり，比較的単純な形状を有するが，それ835MPa と比較的高い最大主応力の発生が予測された．

らの塑性加工には三次元変形過程を伴う．棒鋼製造におい

次に，品質工学手法 ( タグチメソッド ) の援用によるて，解析によって変形形状を予測できることは，製品の高金型寿命向上に取り組んだ．フラッシュの厚み，金型の精度化や製品欠陥の防止に有用である．棒鋼の主要な品質

R 形状など 5 種類の設計項目を制御因子とし，上記最大

課題は表面疵と内部欠陥防止の 2 点に集約され，数値シ

主応力の低減により金型寿命が向上するとの考えのもと，

ミュレーションにてこれらの欠陥を予測することができれ

実験計画法を用いて必要十分な条件数に低減して行った

ば，工程改善やコストダウンに貢献することができる．
前章でも述べた通り，2000 年頃から鍛造の三次元変形

CAE 解析結果に基づき最適設計形状を決定した．
各制御因子における各水準の SN 比，感度 ( いずれもへの CAE 適用が開始されたが，これは棒鋼の製造工程にタグチメソッドにおける指標 ) を Fig.23 に示す．両因子対しても同様である．本章では圧延や自由鍛造といった社

に関し，ここでは感度が小さいほど最大主応力を小さく，内製造工程の改善のために CAE 解析を適用した事例につSN 比が大きいほど最大主応力の温度によるばらつきを小いて述べる．

さくすることが可能である．最適制御因子を採用した結果，2000 年当時の当社の棒鋼圧延の粗列パスは，丸ビレッ

最大主応力は 520MPa に抑制された．これに材料の最適

トをダイヤ - スクエアカリバーで圧延後に，オーバル - ラ

化を組み合わせて適用した結果，金型寿命を指数表記で従ウンドカリバーで圧延するようになっていた．これは，角来の 0.87 から 1.46 にまで向上させることができた．

ビレットからスタートする工程では一般的ではあるが，一部の難加工材では角部に疵を発生させることがあった．そこで，全パスをオーバル - ラウンド工程に変更することに取り組んだ 19)．
圧延変形の様子を CAE 解析並びにプラスティシン実験
により検証した．プラスティシン実験のために圧延実験機を導入し，使用した．圧延解析には，柳本らの開発した三次元剛塑性定常圧延解析コード「CORMILL」20) を棒鋼圧延用に機能特化し，GUI (Graphical User Interface) を強化したバージョン 21) を用いた．
Fig. 24 にオーバル - ラウンド工程に関し，実鋼のかみ止め圧延実験結果ならびに CAE 解析結果を示す．実鋼の形状と数値シミュレーションの形状とはよく一致しており，圧延解析に対して CAE の実用適用が可能であることが示された．

ndFig. 22 Distribution of maximum principal stress on die in 2
forging process.

また，棒鋼の中心空隙の閉塞挙動についても検討した．
棒鋼あるいはその中間製品であるビレットの製造時において，連続鋳造及び鋼塊凝固時の収縮に起因する中心空隙が残留することがある ( ビレットに関する取組みは後述 )．それを模擬するために，プラスティシン製のビレットの中心に貫通孔を設け，ダイヤ - スクエアとオーバル - ラウンド
パスでの貫通孔の閉塞挙動を観察した．Fig. 25 にプラス
ティシン実験結果を示す．パス毎に，また圧延方式の違い
により中心孔の閉塞挙動には違いが見られる．このような挙動は，数値解析を用いた空隙閉塞パラメータによって説明することができる．鍛造工程での必要性から開発された
空隙閉塞パラメータ Gm は下記の式 (1) にて表される 22)：

Fig. 23 Relationship between SN ratio, sensitivity and control
factor in 2nd forging process.

ఌఙ*P㸻‫ ׬‬൬െ ೘ ൰ ݀ߝ ͐  ఙ೐೜70

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Fig. 24 Comparison of cross-sectional shapes between the rolled steel and the CAE result during rough rolling pass.

4.2 分塊圧延工程の空伱閉塞予測23,24)
次に，分塊圧延工程への数値シミュレーション適用に取り組んだ．ここでは，分塊圧延におけるビレットの中心空隙の閉塞に着目した取組みを行った．その対策には，鋳造方法の検討はもちろん，圧延及び鍛造といった塑性加工工
程を通じた改善も不可欠である．
前節同様に貫通孔を設けたプラスティシン母材を用いて，実工程を模擬した圧延実験を行った．圧延パスは通常
パス A と，1 パスあたりの圧下量を変更したパス B，C の
3 パターンについて行った．その結果を Fig. 27 に示す．
比較的強圧下を行うパス A に対し，複数パスに分割してFig. 25 Plasticine test of roughing passes. (Top: SquareDiamond, Bottom: Round-Oval)

弱圧下を行うパス B，C では材料外形は同じであっても中心に大きな孔 ( 空隙 ) が残存していることが分かる．これ
らの圧延パスについて 4.1. 節で示した鍛造工程の空隙閉塞パラメータの式 (1) を用いて計算した結果を Fig. 28 に示す．空隙閉塞パラメータの合計値ΣGm と残存空隙の有無には関連性が強く認められるが，その序列や残存空隙の大きさとΣGm の値の対応にはやや整合性がない．そこでさらなる検証を行った結果，軽圧下の場合の空隙閉塞パラメータの計算においては，実挙動との対応に基づいた式の補正が必要なことが分かり，補正された以下の式 (2) による計算を改めて行った．

ఌఙ*P㸻‫ ׬‬൬െ ೘ ൰ ݀ߝ ൅ ͲǤͲʹͶ͐  ఙ೐೜Fig. 26 Transition of Gm the hydrostatic stress parameter
during rolling.

式 (2) によるΣGm+ の計算結果を Fig. 29 に示す．残存空隙の実態とパラメータ値とはよく対応していると考えら

Fig. 26 に空隙閉塞パラメータ Gm の合計値ΣGm の推移

れる．本式は元の式に対して補正係数を加算した構造であを示す．オーバル - ラウンドでのΣGm 値はダイヤ - スク

り，圧延工程だけではなく鍛造工程に対してもパラメータ

エアに比べて高く，プラスティシン実験の結果と併せて，の閾値が変わるだけで同様に適用可能と考えられ，圧延・オーバル - ラウンド工程の方が閉塞に対し有利であると推鍛造に共通して適用可能な評価式になっている．

定された．

本式を用いて，Fig. 30 に示すような圧延・鍛造工程で71

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Fig. 27 Variation of cross sectional shape of plasticine bars during rolling experiment.

Fig. 28 Relationship between pass schedule and ΣGm.

Fig. 29 Transition of ΣGm+ for each pass.

Fig. 30 Manufacturing routes for steel bar. One includes free-forging process.

72

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工程設計に寄与するシミュレーション技術示す．(a) は未圧着，(b) はオーバーヒートと推定されるが，目的として，従来は寸法によっては閉塞効果の高い鍛造を(c) は両者の特徴を兼ね備えている．このような場合の欠行った後に圧延する工程を適用していたが，コストの観点

陥発生原因の特定に対し，加工条件をもとに温度，ならびからは鍛造を省略した圧延工程のみによる製造が望まれる．

に空隙閉塞挙動を予測可能な CAE 解析は有用である．

そこで，当社の圧延機リプレースに伴う圧延ロール径

CAE 解析にて工具鋼の自由鍛造品の加工パスを再現し，アップを契機に，ビレット製品径に及ぼす空隙閉塞効果を

内部温度推定ならびに 4.2 節で紹介した式 (2) を用いた

上記式 (2) により計算した．結果を Fig. 31 に示す．プラ

空隙閉塞挙動の評価を行った．後者の解析結果を Fig. 33

スティシン実験結果にさらに安全係数を考慮し，ΣGm+に示す．鋼塊状態から 500 角までの加工工程における≧0.30 の場合に空隙が閉塞可能と判断され，その下限

空隙圧着パラメータの合計値ΣGm+ は前述した下限値の値 (ΣGm+＝0.30) との対比に基づき，圧延のみで製造

0.30 を超えており，未圧着ではないと推定された．一方，できる製品径として従来の圧延機におけるφ 210 に対し鍛伸工程における自由鍛造品の温度分布を Fig. 34 に示

φ 240 まで製造が可能と判断された．本計算結果を元に，す．通常圧下における推定温度は実験によって求めた危険新圧延工程での合理化を実現できた．

温度より 10℃高いことから，当該工程の欠陥は加工発熱によるオーバーヒートで発生したと推定された．また，同CAE 解析により，温度上昇を抑制するためには，圧下量を同等としたままで金敷の送り量を少なくする方法が有効と推定された．
このように，CAE 解析にて自由鍛造のパススケジュー
ルに伴う内部欠陥の発生原因を特定することができた．本手法は現在に至るまで自由鍛造工程の有効な解析手法として使われている．

㻝㻚㻤㻭㼏㼏㼡㼙㼡㼘㼍㼠㼑㼐㻌㼠㼕㼙㼑㻌㼕㼚㼠㼑㼓㼞㼍㼘㻌㼛㼒㻌㼔㼥㼐㼞㼛㼟㼠㼍㼠㼕㼏㻌㼟㼠㼞㼑㼟㼟 䃂㻳㼙㻗㻲㼕㼞㼟㼠㻌㼔㼑㼍㼠㻝㻚㻢㻿㼑㼏㼛㼚㼐㻌㼔㼑㼍㼠㼀㼔㼕㼞㼐㻌㼔㼑㼍㼠㻝㻚㻠

Fig. 31 Estimated ΣGm+ for various size of product by
conventional and present mill.

㻭㼏㼏㼡㼙㼡㼘㼍㼠㼑㼐㻌㼢㼍㼘㼡㼑

㻝㻚㻞
㻝㻚㻜

4.3 工具鋼自由鍛造品の内部欠陥防止

25)

㻜㻚㻤

高炭素系難加工鋼材である工具鋼の課題として，鋼塊凝㻜㻚㻢

固時の熱収縮に起因する「未圧着」と，鋼塊偏析部に液相

㻜㻚㻠が生じた状態で熱間加工することにより発生する「オー&ULWLFDOYDOXH

㻜㻚㻞

バーヒート」の 2 種類の欠陥の抑制がある．両者は原因

㻜㻚㻜の異なる現象であるが，見かけ上は類似する場合がある．

㻜

冷間工具鋼 SKD11 などの難加工材では加工に適した温度㻰㼕㼟㼠㼍㼚㼏㼑㻌㼒㼞㼛㼙㻌㼠㼛㼜㻌㼑㼚㼐㻌㼛㼒㻌㼙㼍㼠㼑㼞㼕㼍㼘 㻛䟚

帯が狭く，金相学的なミクロ調査だけでは欠陥の発生原因

㻞㻜㻜

㻠㻜㻜

㻢㻜㻜

㻤㻜㻜

Fig. 33 Transition of accumulated time integral of hydrostatic
stress, ΣGm+．

特定が困難な場合がある．Fig. 32 に内部欠陥の観察例をFig. 32 Micrographs of center defects; (a) Remained porosity after free forging, (b) Crack caused by overheating, (c) Porosity observedin micro-segregation area.

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Sanyo Technical Report Vol.29 (2022) No.1

カーボンニュートラルにつながる予測技術特集の空隙閉塞について評価した．ビレット製品の空隙閉塞を

工程設計に寄与するシミュレーション技術

カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

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Fig. 34 Eﬀect of narrow anvil on the temperature distribution of product after free-forging (1/4 model).

4.4 ラミノグラフィーによる微小空伱閉塞のその場観察26)

起因すると推定された．

これまで述べてきたように，熱間加工における材料の空以上に例示する通り，欠陥の一種である内部微小空隙に隙閉塞挙動を知ることは鋼材製造工程での欠陥防止において重要である．ここでは，さらに鋼種による影響について調査した．そのために，微小試験片を準備し，その試験片内に設けた微小空隙の閉塞挙動について，大型放射光施設
SPring-8 で放射光 X 線ラミノグラフィー法により疑似的にその場観察を行うことで把握した．
具体的には，ミクロ凝固欠陥による微小空隙 ( ミクロボ
イド ) を有する試料からφ 8 × 1L 試験片を切り出し，それに対する圧縮加工とラミノグラフィー法 27) による測定の繰り返しによりミクロボイドの変形挙動を観察した．結果を Fig. 35 に示す．加工前のミクロボイドの形状に応じて変形挙動には差が見られ，アスペクト比の低いボイドでは変形が小さかった．一方，アスペクト比の高いミクロボ
イドは分断されやすいことがわかった．また，炭素鋼とス
テンレス鋼を比較すると，ステンレス鋼のミクロボイドは閉塞しやすく，その理由は Fig. 36 の CAE 解析の結果をFig. 36 CAE analysis results of equivalent strain (εeq) at 30%
compression for S25C and SUS316L.

もとに熱間での変形抵抗の加工硬化指数 (n 値 ) の違いにFig. 35 Morphology change of high aspect ratio porosity (micro-void) in compression.

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Sanyo Technical Report Vol.29 (2022) No.1

工程設計に寄与するシミュレーション技術

4 ) 森謙一郎 , 島進 , 小坂田宏造：日本機械学会論文集,減少させる方策の創出が可能となった．

45-396(1979),965.

5. おわりに5 ) 船 橋 英 治：NTN TECHNICAL REPORT,70(2002),
52-56.

以上，当社における塑性加工シミュレーション技術の発6 ) 中 﨑 盛 彦 , 明 珍 洋 之 , 中 溝 利 尚： 山 陽 特 殊 製 鋼 技展や具体的活用事例を中心に概説した．以下にその要点，

報 ,12(2005)1,20-25.

ならびに今後のシミュレーションを活用した研究の方向性

7 ) 渡邉守人：山陽特殊製鋼技報 ,12(2005)1,76-78.

について示す．

8 ) 中﨑盛彦 , 明珍洋之 , 江良康司 , 高須一郎：山陽特殊(1) 熱間鍛造，リングローリングなどの工法により製造す

9 ) 渡部清彦：素形材 ,46-5, (2005), 17-21.

製鋼技報 ,14(2007)1,36-41.
る素形材部門ではシミュレーションが工程設計，金型

10) 中﨑盛彦 , 高須一郎 , 中溝利尚 , 宇都宮裕：第 59 回

寿命向上など種々の課題解決に貢献した．また，当社

塑性加工連合講演会論文集 ,(2008),239-240.

の独自技術である 3 ロール型リングローリングにつ11) 中 﨑 盛 彦 , 高 須 一 郎 , 宇 都 宮 裕： 塑 性 と 加 工 ,50-

いてのシミュレーションにより，その変形特性を把握

579(2009),349-353.

することができた．

12) 中﨑盛彦：山陽特殊製鋼技報 ,16(2009)1,25-32.

(2) 圧延，自由鍛造の三次元解析に関して，特に棒鋼製造

13) 葉山益次郎・大島勉：塑性と加工 , 22-240(1981),

時の中心空隙閉塞のシミュレーションに取り組み，鍛71-79.

造で使用されてきた空隙閉塞の指標となるパラメータ14) 中溝利尚：山陽特殊製鋼技報 ,11(2004)1,70-73.

を圧延にも拡大適用できるようにした．難加工材の内

15) 中 溝 利 尚 , 中 﨑 盛 彦 , 高 須 一 郎： 山 陽 特 殊 製 鋼 技

部欠陥防止技術やミクロレベルの空隙閉塞に関し，実報 ,17(2010)1,28-34.

態観察とシミュレーションとの連携により，更なる不16) 中 溝 利 尚 , 中 﨑 盛 彦 , 宇 都 宮 裕： 塑 性 と 加 工 ,53-

良低減の方策が見出されている．

616(2012),445-449.
17) 中溝利尚 , 中﨑盛彦：山陽特殊製鋼技報 ,19(2012)1,

既にシミュレーション技術は工程設計を始めとして，そ24-31.

の周辺技術の改良にあたり必要不可欠の技術となってい18) 井手洋文 , 中﨑盛彦 , 鎌田諒大 , 北城弘樹 , 瀬川勝敏：る．実変形の精密な再現や，測定困難な内部の応力・ひず

山陽特殊製鋼技報 ,21(2014)1,62-67.

み情報の可視化ができるだけでなく，理論式に基づく各種

19) 中﨑盛彦 , 西村信己：山陽特殊製鋼技報 ,8(2001)1,

パラメータを適用した解析により，工具寿命や空隙閉塞挙51-58.

動などの予測にも威力を発揮する．これら種々の長所に加20) 柳本潤，木内学，中村充，倉橋隆郎：塑性と加工，え，それに実材料の挙動確認やプラスティシンなどの物理

32-367(1991), 1000-1006.

シミュレーションによる検証を組み合わせることでさらに

21) 柳本潤 , 木内学 , 宮澤英之 , 浅川基男：鉄と鋼 ,86-

多くの改善に有効な情報を引き出すことが可能であり，こ7(2000),452.

のような解析の手法は今日でも重視されている．

22) 田 中 光 之 , 小 野 信 市 , 常 野 誠： 塑 性 と 加 工 ,28-

現在，熱処理シミュレーションなどの分野に対しても実314(1987),287.

現象の検証や予測を可能にする数値解析技術と実験技術の23)Morihiko Nakasaki, Ichiro Takasu, Hiroshi

高度化を進めている．今後も，鋼材に関するより高度な課

Utsunomiya: Journal of materials proceeding

題に対応していけるように，さらなるシミュレーション技

technology, 177(2006), 521-524.

術の高度化・適用可能分野の拡大に努めていきたい．

24) 中 﨑 盛 彦 , 高 須 一 郎 , 宇 都 宮 裕： 鉄 と 鋼 , 94-8
(2008),284-289.

参考文献

25) 金井智則 , 中﨑盛彦 , 高須一郎 , 石橋直弥 , 宮本俊輔：

1 ) 日 本 塑 性 加 工 学 会 : 静 的 解 法 FEM- バ ル ク 加 工 ,26) 渡 邉 啓 介 , 井 手 洋 文 , 中 﨑 盛 彦： 山 陽 特 殊 製 鋼 技

山陽特殊製鋼技報 ,14(2007)1,50-57.
(2003), 78-98, コロナ社 .

報 ,25(2018)1,24-30.

2 ) 吉田忠継 , 尾﨑勝彦 , 中﨑盛彦 , 矢野正和 , 濵野利幸 ,27) 星野真人 , 上杉健太郎 , 竹内晃久 , 鈴木芳生 , 八木直人：

笠原義夫：山陽特殊製鋼技報 ,4(1997)1,23-32.

放射光 ,26-5(2013),257-267.

3) 尾 﨑 勝 彦 , 吉 田 忠 継 , 矢 野 正 和 , 笠 井 貴 之 , 濵 野
利 幸 , 中 﨑 盛 彦 , 瀬 川 冬 樹： 山 陽 特 殊 製 鋼 技 報,75

Sanyo Technical Report Vol.29 (2022) No.1

カーボンニュートラルにつながる予測技術特集

5(1998)1,32-39.

対し，工程設計に CAE 解析を活用することで，欠陥を防止・