薄肉管の効率的な製造を可能とする拡管型抽伸加工法の開発
電気通信大学 機械知能システム学専攻准教授 梶川 翔平（2018 年度 奨励研究助成(若手研究者) AF-2018034-C2）
キーワード：拡管，口広げ，抽伸，薄肉管

１．研究の目的と背景管の抽伸加工とは，管をダイスから引き抜くことによって，所定の寸法に加工する方法である．機械的強度，寸法精度および表面性状の向上を目的として行われ，抽伸加工(b) 抽伸 (第 2 工程)(a) 口広げ (第 1 工程)

品は幅広い産業分野において，構造材や配管部品などとし図1て利用されている．一方，近年，部材軽量化のため，薄肉拡管型抽伸加工の概要

管の需要が高まっているが，抽伸加工において効率的に薄-σr

肉管を製造することは難しい．これは，1 パスあたりの管σz

肉厚の減少率（減肉率）を大きく設定しすぎると，抽伸荷重の大幅な増加によって，加工時に管が破断するためであ-σθyる．このため，抽伸加工によって薄肉管を製造する際は，複数回ダイスを通して，段階的に薄肉化する必要があり，

θzr

加工に時間がかかる．
上記の問題を解決するため，拡管型抽伸加工法を提案す

半径方向偏差応力 σr ′る．図 1 に，提案手法の概略図を示す．まず口広げ工程に2σrσzσθ /3(a) 縮管型抽伸 (従来手法)て，後続工程用のつかみ部を成形する．その後，口広げ部-σrをつかみ，プラグを円管材から引き抜く．図 2 に示すよう

σzに，本手法は，拡管時に円周方向に引張応力が働くため，従来の円周方向に圧縮応力が働く縮管型の抽伸加工と比σθyべ，効率的な薄肉化が実現できる可能性がある．
本研究では，拡管型抽伸加工の加工特性を把握するととθzr

もに，薄肉管を製造するにあたって，適切な工具形状を明らかにすることを目的とした．まず，有限要素法 (FEM)

半径方向偏差応力 σr ′解析および小型の試験機を用いた実験によって提案手法

図2にした．さらに，プロトタイプ機を用いた実験を行うこと

rTubeαep1)~3)

解析および実験方法

拡管型抽伸加工の有効性を調査するため，FEM 解析を行った．拡管と縮管抽伸において，減肉率をはじめとしたPlug(a) 拡管型抽伸（2次元・陰解法）

加工特性を比較した．さらに，小型の試験機を用いた実験を行い，解析結果と比較することによって，解析結果の妥

αdxz

TubelbDie

dddpz

Plug(b) 縮管型抽伸（2次元・陰解法）

Tubey

Tube

tmax

2・1rdep２．拡管型抽伸加工における加工特性の把握

縮管型と拡管型の比較

t

成形品の強度を明らかにした．

zPlug用有限要素法解析ソフトウェア”ELFEN”を用いた．図 3に FEM 解析モデルの概略を示す．拡管と縮管抽伸の加工特性を比較するため，図 3 (a)および(b)に示す 2 次元軸

Expansion areatmin

当性を検証した．
FEM 解析には，Rockfield Software 社にて開発された汎σθ /3σz(b) 拡管型抽伸 (提案手法)の優位性を確認するとともに，基本的な加工特性を明らかによって，薄肉管を製造するにあたって適正な工具形状や，

2σr

Cross sectional view(c) 拡管型抽伸 (3次元・陽解法)
図3解析モデルの概略

xz対称モデルを作成し，静的陰解法を採用した．また，拡管として，プラグ径 dp を変化させることによって，成形品抽伸において，管の初期偏肉の影響を検討するため，図 3の肉厚 t を調整した．

(c)に示す 3 次元モデルを作成し，動的陽解法を採用した．
実験では，図 1 (a)のように口広げ加工を施した管の口広げ部を，図 1 (b)のようにチャックでつかみ，油圧シリ

2・2

拡管型抽伸加工における減肉特性

図 4 に，拡管抽伸において，拡管率 κ が減肉率 γ に及ぼ

ンダーにて，プラグを管から引き抜くことによって加工しす影響を示す．なお，加工後の軸方向ひずみ εz が 0 と仮た．成形品を評価するため，拡管率 κ，肉厚変化率 η，減定して求めた理論値もあわせて示している．FEM 解析に肉率 γ および偏肉率 λ は以下の式にて求めた．

よって求めた γ は，κ の増加にともなって上昇し，理論値ともおおよそ一致した．したがって，拡管抽伸において，

κ=(dep-di0)/di0(1)管は軸方向にあまり変形せず，主に周方向に伸ばされる．
図 5 に，拡管と縮管抽伸における減肉率 γ と加工荷重 P

η=-γ=(t-t0)/t0(2)の関係を示す．拡管抽伸の方が，低荷重にて高い γ が得られており，効率的な薄肉化を実現している．また，縮管抽λ=(tmax-tmin)/tave(3)伸の場合，所定の P に達すると，γ が急激に増加する現象が見られた．実際は，この領域において，管にくびれが発ここで，dep はプラグ外径，di0 は管の初期内径，t0 および t生し，破断すると考えられる．拡管抽伸の場合に，このよは加工前後の管肉厚である． tmax， tmin および tave は，そうな現象は確認されなかった．したがって，拡管抽伸の方

れぞれ円周方向における肉厚の最大値，最小値および平均が高い減肉率まで加工できる可能性がある．
図 6 に減肉率 γ がおおよそ 0.1 の場合（図 5(i)および(ii)）

値である．
表 1 に供試材料を示す．鋼管(STKM13C)およびアルミにおける軸方向および半径方向の偏差応力 σz’， σr’およびニウム合金管(AA1070)を使用した．引張試験にて求めた

ひずみ εz，εr 分布を示す．縮管抽伸の場合，テーパ部にお応力-ひずみ線図を Swift の式にて近似し，解析における材いて周方向に縮むため，半径方向の偏差応力 σr’が大きく料特性として用いた．表 2 に加工条件を示す．拡管抽伸になり厚肉化する．厚肉化した管壁をダイおよびプラグにておいては，成形品の肉厚 t を調整するため，プラグ径 depしごく必要があるため，管は軸方向に伸ばされ，加工荷重を変化させた．縮管抽伸においては，ダイス径 dd を一定

P は大きくなる．拡管抽伸の場合は，まず，図 6 [A] の部分において，周方向に伸ばされるため，半径方向の偏差応

材料
ヤング率 E / GPa
ポアソン比 ν降伏応力 σy / MPa
Swift近似
σeq = F(εeq + ε0)n

表 1 供試材料
STKM13C
2000.3637
σeq = 725(εeq +0.0032)0.023

力 σr’が小さくなり，管壁は薄肉化する．図 6 [B] に達す
AA1070660.3488
σeq = 121(εeq +0.0013)0.048

ると，管壁が軸方向に強く引っ張られるため，負の偏差応力 σr’が作用し，さらに薄肉化する．上記の FEM 解析の結果，管肉厚を減少させるにあたって，拡管抽伸は縮管抽伸よりも効率が良いことが示された．
t0 [mm]プラグ（拡管型抽伸用）
ダイス（縮管型抽伸用）
プラグ（縮管型抽伸用）

潤滑 (実験)摩擦係数 μ (FEM)

40.3

24–25 (1.5–2.0)

0.2

0.1

0

20–22 (3.0–4.0)
プレス工作油G-33440.1 (STKM13C)
0.25 (AA1070)

Theoreticalvalue (εz=0)230
2, 4200160
170
1224–38(0.07–0.46)
1228
9Thickness reduction ratio γ

管表 2 加工条件
初期外径 d0 / mm
初期肉厚 t0 / mm
実験
初期長さ
2D FEMl0 / mm
3D FEM
半角 αep / °外径 dep / mm
(拡管率 κ)半角αd / °内径 dd /mm
ベアリング長さ lb / mm
t0 = 2.0
外径 dp /mmmm
t0 = 4.0(目標肉厚mmg / mm)

FEM(2D-Impl)

0
図40.20.4
Expansion ratio κ0.6

減肉率 γ に及ぼす拡管率 κ の影響（FEM，2 次元軸対称モデル）

Expansion
drawingt0 [mm]えられる．

Plug drawing

図 7 に，減肉率 γ および偏肉率 λ に及ぼす拡管率 κ の影

2響を示す．図 7 (a) に示すように，κ が大きくなるほど，γ4は増加する傾向を示した．特に，AA1070 の場合においては，κ が 0.31 のとき，γ が最大の 0.29 に達した．実験結果

Thickness reduction ratio γ0.3を FEM 解析結果と比較すると，κ=0.08～0.23 の範囲において，解析結果は実験結果とおおよそ一致した．しかしながら，κ=0.31 では実験結果が解析結果よりも大幅に高い0.2値となった．これは，κ=0.31 の条件にて，局所的な薄肉(i)化が生じたことが原因であり，詳細については後述する．

0.1

表3

拡管型抽伸における加工可否
Expansion Ratio κMaterial
0.08 0.15 0.23 0.31 0.38
STKM13CssscAA1070ssssc(ii)0050
100
Drawing load P [kN]

図5

減肉率 γ と加工荷重 P の関係

Expansion drawing(Expansion ratio κd=0.15)

150

s: Success, c: CrackExp.

Plug drawing(Target thickness
g=1.8 mm)

Negative-500

Positive

PlugPlugσr’ [MPa]500-500

σr’ is negative

0.250.20.15
0.10.05
000.2
Elongates in axial
direction-0.2
εr0.15Thinning by expansion
and axial stretching

偏差応力 σz’，σr’およびひずみ εz，εr の分布（t0=2 mm）

2・3

実験による検証

0.10.20.3
Expansion ratio κ0.4(a) 減肉率 γ0.25

Thinning by ironing

Thickening

-0.15

図6

σr’ is positive

Thickness deviation ratio λεz0.3

Die5003DAA1070

Thickness reduction ratio γσz’ [MPa]2DSTKM13Crz [A] [B]

FEM

0.2
0.150.1
0.050

拡管抽伸実験を行い，FEM 解析結果と比較した．表 30に，実験における加工可否を示す．いずれの材料においても，拡管率 κ が大きくなると，成形不良として，割れが発生した．AA1070 の方が，高い κ においても割れにくい傾0.10.2
0.3
Expansion ratio κ0.4(b) 偏肉率 λ向を示した．これは，表 1 に示すように，AA1070 の n 値が STKM13C よりも高く，伸びやすい材料だったためと考図7

減肉率 γ および偏肉率 λ に及ぼす拡管率 κ の影響

Localthinning

Tube10 mm(a) κ=0.15

PlugDrawing
direction(b) κ=0.31

図 8 管断面の様子（AA1070）(a) 中心軸のずれ
Drawing
direction

偏肉率 λ に関しては，図 7 (b) に示すように，拡管率 κ(b) 円周方向割れ＝0～0.23 の範囲において，大きな変化が見られなかった．
一方，AA1070 の場合，κ＝0.31 の場合に λ が急激に増加した．これは，図 8 (b) に示すように，局所的な薄肉化が生じたためである．したがって，偏肉の少ない管を成形す

Crack

Drawing
direction

Chackpart

るためには，局所的な薄肉化が生じない程度の拡管率 κに設定する必要がある．

(c) : 軸方向割れ

３．プロトタイプ機を用いた拡管型抽伸実験
3・1

実験条件

Drawing
direction

Crack

口広げおよび抽伸を一貫して行うことができるプロトタイプ機を作製し，図 9 に示すように，長尺な管を用いた加工実験を行った．プラグ半角 α は拡管限界に大きく影響(d) 端部割れを及ぼす可能性が FEM 解析により明らかになっている 4)．
図 10 拡管型抽伸加工における成形不良

そこで，プラグ半角 α が最大拡管率 κmax や減肉率 γ に及ぼす影響を系統的に調査した．
表 4 に本調査における加工条件を示す．半角 α および外(c)の不良が生じなかった成形品に対して，寸法測定を行径 Dp が異なる様々なプラグを用いて実験を行った．図 10

い，減肉率 γ やオーバーシュート δ を求めた．なお，δ はに本実験で見られた成形不良の代表例を示す．図 10 (a)～以下の式より求めた．
δ=(d-2t-dep)/2(4)

抽伸方向
チャック部

ここで，d および t は成形品の外径および肉厚，dep はプ管ラグ径である．δ が小さいほど，内径の寸法精度が高いと加工部して評価した．さらに，成形品の強度を評価するため，引張試験を行った．

図 9 プロトタイプ機を用いた実験
3・2
表 4 加工条件

管プラグ

表 5 に，成形可否を示す．プラグ半角 α が大きくなるほど，成形可能な拡管率 κ は上昇し，α=36°のときに，不材料
初期外径 d0 / mm

STKM13C
30

良なく成形可能な最大拡管率 κmax=0.38 に達した．一方で，初期肉厚 t0 / mm

2

α=48°になると，プラグのテーパ長さが大幅に短くなる

初期長さ l0 / mm

600

ため，加工時に偏心が生じやすくなり，κ=0.13 では図 10(a)半角 α / °12, 24, 36, 48のように中心軸がずれた形状に成形された．また，α=48，平行部長さ Bp / mm

15

κ=0.23 では，図 10(c)に示すように，軸方向の割れが生じ，外径 Dp /mm

30, 32, 34, 36, 38

成形不可であった．

(拡管率 κ)(0.15, 0.23, 0.31,0.37, 0.46)

潤滑プラグ半角αが成形可否に及ぼす影響

3・3

プラグ半角αが抽伸荷重に及ぼす影響

カストル油

図 11 に，拡管率 κ とプラグ半角 α が抽伸荷重 P に及ぼ(S-846M)

す影響を示す．κ および α が大きくなるにともなって，Pも上昇する傾向を示した． 特に，α=36°および 48°にて

Expansion Ratio κHalf angle
α/°0.130.230.30
0.3812ss
hc
24sss
ec
36ssss48eac
s:Success, e: Eccentric, ac: Axial crack,hc: Hoop crack, ec: Edge crack
10090807060
50403020
1000.46hc
ec

0.2

Theoreticalvalue(εz=0)

α=24°

0.1

α=12°

000.60.8

α=24°

0.7

α=12°

0.20.4
Expansion ratio κ0.20.4Expansion ratio κ

図 12 減肉率 γ に及ぼす拡管率 κ および半角 α の影響

α=36°0α=36°0.3

α=48°0.6

図 11 加工荷重 P に及ぼす拡管率 κ および半角 α の影響

Over shoot δ / mm

Load P / kN0.4

プラグ半角 α が成形可否に及ぼす影響

Thickness reduction ratio γ

表5α=36°0.6
0.50.4α=24°

0.3
0.20.1

P が上昇する傾向を示した．これは，α が大きくなるほど，α=12°028拡管時における曲げ・曲げ戻し変形が大きくなるためである．特に，α=48°，κ=0.23 の条件では，軸方向荷重が過3032343638
Expansion ratio κ / mm40大となったため，管が軸方向に伸ばされ，図 10 (c)に示す

図 13 オーバーシュート δ に及ぼす拡管率 κ および半角 αような軸方向割れが生じたと考えられる．の影響

3・4

プラグ半角αが減肉率γおよびオーバーシュート

δに及ぼす影響

プラグ半角 α の増加にともない，減肉率 γ やオーバーシュート δ が増加した原因に関して，さらなる検討を加える

図 12 に，拡管率 κ とプラグ半角 α が減肉率 γ に及ぼすため，図 3 (a)に示すモデルを用いて，FEM 解析を行った．

影響を示す．なお，加工後の軸方向ひずみ εz が 0 と仮定

図 14 に，拡管率 κ=0.23 の場合において，α が軸方向ひずして求めた理論値もあわせて示している．κ が大きくなる

み εz の分布に及ぼす影響を示す．α が大きくなると，プラにともなって減肉率 γ も大きくなり，α=36°のプラグをグ角部における曲げ変形によって生じる εz が増加する．

用いた際に最大減肉率 γmax = 0.33 に達した．これは，従来の縮管抽伸における 1 パスあたりの減肉率である 20％5)よりも高く，薄肉管を製造するにあたって，拡管抽伸がこの曲げ変形量の増加により，抽伸荷重 P も図 11 に示すように増加する．P の増加によって，平行部における軸方向ひずみが増大し，その結果として，減肉率 γ が大きくな従来手法より優れている可能性が示された．また，α の影ったと考えられる．一方で，α が大きくなると，プラグ角響に着目すると，α が多いほど γ は高くなる傾向を示した．

部における曲げ変形量が大きくなるため，図 14(c) に示す

この現象は，図 11 に示すように，α の増加にともなってように δ が大きくなる．曲げ変形量の増加によって生じる上昇した加工荷重 P によるものと考えられる．加工荷重

δ を減少させ，管内径の寸法精度を高めるためには，プラの上昇によって，管壁が軸方向に引き伸ばされ，薄肉化がグ角部にコーナー半径を設けることが有効と考えられる．

促進されたと考えられる．
図 13 に，拡管率 κ とプラグ半角 α がオーバーシュート

3・5

プラグ半角αが成形品の強度に及ぼす影響δ に及ぼす影響を示す．κ が大きくなると δ は小さくなる

拡管率 κ=0.23 の条件にて加工した成形品の引張試験を傾向を示した．これは，κ の増加にともなって増加した軸行い，プラグ半角 α が成形品の応力-ひずみに及ぼす影響方向の引張力が，管の半径方向への広がりを抑えたためだを調査した．図 15 に，α を変化させた場合における成形と考えられる．また同じ κ であっても，α が大きいほど δ品の公称応力 σn-公称ひずみ εn 線図を示す．拡管抽伸によが大きくなる傾向にあった．って，管の引張強度が向上した．これは加工硬化によるものと考えられる．一方，α=12°のプラグにて加工した管(1)FEM 解析によって，従来の縮管型抽伸加工と比較しの伸びは，素管の伸びよりも高くなった．また，α=12 おた結果，拡管抽伸は縮管抽伸よりも低荷重で，高いよび 24°の場合に，素管よりも成形品の降伏点が低くな減肉率が得られることがわかった．

る傾向を示した．この原因として，バウシンガー効果が考(2)軸方向の変形量は小さい．

周方向に縮む．一方，拡管抽伸においては，軸方向の変形は小さく，円周方向に伸ばされる．両者の円周方向の変形

拡管抽伸では，円周方向に大きく伸ばされることによって肉厚が減少する．また，縮管抽伸と異なり，えらえる．引張試験において，管は軸方向に伸ばされ，円(3)プラグ半角 α によって，成形限界は大きく変化する．

は逆方向であるため，低い拡管率にて拡管抽伸した管は，供試材料として STKM13C を用いた場合，α = 36°の降伏点の低下や，伸びの上昇が生じた可能性がある．これ

プラグを用いると，拡管率 κ=0.46 まで加工することは，縮管抽伸では見られない現象であり，拡管抽伸にて加ができ，そのときの減肉率 γ は 0.33 であった．これ工した管が，一般的な縮管抽伸にて加工した管と異なる強は，縮管抽伸における 1 パスあたりの減肉率 γ よりも高い．

度特性を有する可能性を示唆している．これに関しては，(4)

今後，さらなる検討が必要である．

抽伸後の管内径とプラグ径の隙間長さを表すオーバ
ーシュート δ は，プラグ半角 α が小さく，プラグ径dep が大きい条件になるほど小さくなる．

(5)

拡管抽伸後の材料は，加工硬化によって引張強度が上昇した．一方，降伏点の低下や，伸びの上昇など，

Plug

Plug

(a) α=12°(b) α=24°

縮管抽伸にて加工された管では見られない特性が見られた．

謝辞

Axial strain εz

本研究では，公益財団法人天田財団のご援助によって0.15薄肉管の製造方法としての拡管型抽伸加工法を提案でき，その有効性を検証することができました．また，さらなる

Plug-0.15研究を進めるにあたって有用な知見を得ることができました．ここに，公益財団法人天田財団に深く感謝の意を表(c) α=36°

します．

図 14 軸方向ひずみ εz 分布に及ぼすプラグ半角 α の影響(拡管率 κ=0.23)

参考文献
1) Kajikawa, S., Kawaguchi, H., Kuboki, T., Akasaka, I.,

800

Terashita, Y. & Akiyama, M.: Proc. 9th Int. Conf. Tube

Nominal stress σn / MPa

700

Hydroforming (2019), 67-74.

6002) 川口光・梶川翔平・久保木孝・赤坂 勇・寺下 雄三・
秋山雅義：70 回塑加連講論 (2019), 235-236.

5003) Kajikawa, S., Kawaguchi, H., Kuboki, T., Akasaka, I.,

400

Terashita, Y. & Akiyama, M.: Metals, 10-12 (2020), 1642.

300
200100Initial

α=24°

α=12°

α=36°4) Kajikawa, S., Kawaguchi, H., Kuboki, T., Akasaka, I.,
Terashita, Y. & Akiyama, M.: Proc. COMPLAS XV (2019),
48-58.

000.050.10.15
Nominal strain εn0.20.25

図 15 成形品の応力-ひずみ線図（拡管率 κ=0.23）

４．まとめ
本研究では，薄肉管を効率的に製造する手法として，拡管型抽伸加工を提案した．基本的な加工特性を明らかにするとともに，成形限界や減肉特性を向上させるにあたって適切な工具形状を明らかにした．さらに成形品の寸法精度や強度を評価した．得られた主な知見を以下に示す．

5) 日本塑性加工学会：引抜き加工-基礎から先端技術まで-， (1990)，2，コロナ社.