JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）p. 28-33

工具と素材間の熱間接触熱伝達特性
Characteristics of Heat Transfer Between Die and Material in Hot Working
上岡悟史

UEOKA Satoshi

JFE スチール

スチール研究所

圧延・加工プロセス研究部

主任研究員（副部長）

木島秀夫

KIJIMA Hideo

JFE スチール

スチール研究所

圧延・加工プロセス研究部

主任研究員（部長）・博士（工学）中田直樹

NAKATA Naoki

JFE テクノリサーチ

取締役西日本ソリューション本部長・博士（工学）要旨
熱間圧延や熱間鍛造工程において，高温の被加工素材は，圧延ロール，搬送ロール，プレス金型等の低温物との接触により温度が低下する。高温加工を行う実際の工程では，さらに被加工材の表面に酸化物皮膜が生成する。熱延加工工程の温度は素材の機械的特性に影響も与えるため工具と素材間の熱伝達は重要である。そこで，本検討では，酸化物皮膜厚みや表面粗度の変化による工具と被加工素材との接触熱伝導について基礎的な調査を行った。

Abstract:
In hot rolling and forging processes, temperature of the material being processed is decreased by the contact withwork rolls or dies. In addition, the scale layer, which is thermal insulation material, was formed on the surface ofmaterial. Temperature in the working process can be crucial to the mechanical property of the product. It is importantto evaluate contact heat transfer quantitatively. In this study, the contact heat transfer coefficient was investigated in
two materials with different surface roughnesses and scale layers.

1． はじめに気酸化することで，酸化物皮膜を生成させて，接触熱伝達の検討を行っている。酸化物皮膜の厚みの増大により，接近年，鋼板の高強度化・高靭化のニーズに対応するため，触熱伝達率が減少することを確認するとともに，酸化物皮鋼の結晶組織の微細化を目的として，熱間加工時の温度を膜自体の熱抵抗と固体接触部の熱抵抗の和で，接触熱伝達高精度に制御する必要性が増している。熱間圧延や熱間鍛率を算出する手法を提案しているが，酸化物皮膜の表面粗造工程において，高温の被加工素材は，圧延ロール，搬送ローさの影響に関して検討されていない。

ル，プレス金型等の低温物との接触により温度が低下する。

そこで，本研究では熱間加工中の材料の接触熱伝達の特目標の加工温度に制御する点から，あらかじめ温度を推定性に関して，特に酸化物皮膜と表面粗さの影響について，することが多く，その計算時に接触熱伝達を考慮する必要酸化物を溶射することで酸化物皮膜を模擬することにより

1）2）の検討基礎的な調査を行った。酸化物皮膜は熱伝導率が異なるがあり，その支配因子として，接触荷重，表面粗さ，接触

FeO，Al2O3 とすることで，熱物性値の影響を確認した。また，固体の硬度，熱伝導率，表面酸化が挙げられており，粗さ皮膜がなく表面粗さを変更した試験片と比較することで，酸がある。接触熱伝達は，Tachibanaや Sanokawa

を矩形突起と仮定することでそのメカニズムが定性的に説明されている。また，Fukuoka ら

3）化物皮膜の表面粗さの影響を考察した。表面粗さの影響には，異なる金属素材間関して過去の検討では真実接触点の数や粗さの標準偏差なでの接触熱伝達率の測定を実験的に行い，接触荷重，表面どの測定困難なパラメータが含まれることから，実際のプロ粗さ，硬度，接触固体の熱伝導率の関数として実験式を提セスに適用するのは容易ではない。そこで，弾性変形範囲案している。

における金属間接触と酸化物皮膜/金属間の接触についての熱間加工では，被加工素材の温度は 1 000～1 300℃程度ま実験結果と，工業的な適用が容易であると共に表面粗さので加熱されることが多く，例えば熱延圧延時に被加工素材影響を考察しやすい Tachibana が提案した矩形突起モデルの表面には数 10 μ m 程度の厚みを持つ酸化物皮膜が生成しによる接触伝熱機構

4）ている 。上記

1-3）は，常温で生成する厚みの薄い酸化物皮1）との比較から，酸化物皮膜を含めた接触熱伝達率の支配因子を考察した。

膜について検討しているが，熱間加工プロセスを想定した厚い酸化物皮膜の影響を考慮したものはない。この点に着目して，Nakashima ら

5）

2． 接触熱伝達の実験方法

は鍛造工程を想定して，鋼材を大実験装置を図 1 に，実験条件を表 1 に示す。純銅（タフピッ2018 年 2 月 7 日受付チ銅）とステンレス鋼（SUS304）を素材とする直径 20 mm，－ 28 －Copyright © 2018 JFE Steel Corporation. All Rights Reserved.

工具と素材間の熱間接触熱伝達特性

術平均粗さ Ra は JIS 0601 に基づき，λ c＝0.8 mm Lc＝4.0 mmで計測した。また，レーザー顕微鏡（KEYENCE VX100）を用いて，局所的なプロフィールの測定も行った。高温側の試験片は，加熱時に試験片の周方向及び軸方向の温度差を少なくするために，熱伝導率が高い銅を素材とした。低温側の試験片は，熱流束の計算精度を確保することを目的に，中心軸深さ方向にある程度の温度差を付けるために，銅よりも熱伝導率の低いステンレス鋼とした。
実験では，銅試験片をヒーターにより 500 K まで加熱後，スクリュー機構によりステンレス鋼試験片に接触させ，最大

図 1 実験装置概要
Fig. 180 MPa まで垂直荷重を付与した。銅およびステンレス鋼のExperimental apparatus

500 K でのヤング率はそれぞれ 130 GPa，210 GPa であり，低ヤング率側の銅における歪は 0.062％となることから，素表 1 実験条件

材全体は弾性変形範囲内と推察される。なお，高温にすると，Table 1 Test-pieces condition in laboratory test

High temperatureside

Low temperatureside

高温酸化の進行により表面の状態が変化することから，加Specimen

Tough-Pitch Copper
20 φ ×20 h

Heating temp.

500 K

面の熱伝達率を求めるためには，各時刻における熱流束と 2Layer

No-layer

つの試験片の表層温度が必要になる。高温側の銅試験片は，

Specimen

SUS304 20 φ ×20 h

内部の実測温度分布から最小二乗法を用いて外挿すること

Initial temp.

Room temp. (303 K)により銅試験片の表層温度を算出した。

Layer

Contact load

熱温度を 500 K とした。本実験は非定常で行うので，接触低温側のステンレス鋼の試験片は，熱伝導率が低く，高No-layer
Layer (FeO, Al2O3)

い熱伝達率で冷却した場合，温度分布が平衡状態になるま

0.2〜80 MPa

で時間がかかるため，中心軸方向の熱の流れのみを考慮した熱伝導方程式を用い 1 次元差分によりステンレス鋼試験

表 2 試験片の表面状態片の表面温度を計算した。なお，本研究において酸化物皮Table 2 Surface treatment conditions of test-pieces
NameSurface
Layer

Process膜が付与している場合も，ステンレス鋼および銅試験片の表面温度を基準に，実験時の熱伝達率を算出した。

Ra Hardness
(μ m)
(Hv)

High
No-Layer1 No layer Lapping 0.29
temperatureside
No-Layer2 No layer Lathing 1.09(Cupper)
No-Layer1 No layer Lapping 0.15
No-Layer2 No layer Lathing 3.35
Low
temperature
FeO
Layer1
Lapping 0.22
side
(80 μ m)(SUS304)
Al2O3
Layer2
Lapping 0.35
(80 μ m)3． 実験結果

113

3.1

接触熱伝達率におよぼす表面粗さの影響

図 2 に酸化物皮膜がない場合の荷重 p と接触熱伝達率 h340の関係を示す。接触熱伝達率は荷重に対して増加するが，-荷重が高くなるにつれ，接触熱伝達率が上昇する勾配は小さくなっている。接触熱伝達率は，荷重が高い時にばらつき-があるが，銅試験片の表面粗さには依存しておらず，ステンレス鋼試験片の表面粗さによる変化が支配的である。表高さ 20 mm の円筒状の試験片を準備し，それぞれの試験片

面粗さの小さいラッピング研磨では，表面粗さの大きい旋の 中 心 軸 上 深 さ 方 向 に 4 ヶ 所（ 接 触 面 か ら 2，5，10，盤加工よりも接触熱伝達率が大きくなっている。

15 mm の位置）に直径 1.0 mm の K 型シース熱電対を挿入3.2した。試験片の接触面における表面処理方法と粗さを表 2

接触熱伝達率におよぼす酸化物皮膜の影響に示す。ステンレス鋼試験片は，模擬酸化物皮膜を付けた

図 3 に，銅試験片の表面をラッピング研磨した条件につものと付けていないものを準備した。模擬酸化物皮膜は，いて，ステンレス鋼試験片の表面に溶射した酸化物皮膜のFeO 及び Al2O3 粉末を溶射により付着させ，表面研磨によ種類を変更した場合の荷重 p と接触熱伝達率 h の関係を示

り厚さ 80 μ m に厚みを調整後，ラッピング研磨を施した。

す。比較として酸化物皮膜がない条件も記載している。

酸化物皮膜がない試験片は，ラッピング研磨及び旋盤加工

接触熱伝達率は，皮膜無し，FeO 皮膜，Al2O3 皮膜の順にを施して表面粗さを変更した。試験片の表面粗さは，接触小さくなり，酸化物皮膜が熱抵抗層であることが確認され式表面粗さ計（東京精密 HANDYSURF E-35B）を用い，算た。

－ 29 －

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工具と素材間の熱間接触熱伝達特性

図2 荷
 重と接触熱伝達の関係（酸化皮膜なし）

図3 荷
 重と接触熱伝達の関係（酸化皮膜あり）

図4 接
 触熱伝達の文献値比較関係（酸化皮膜なし）

Fig. 2 Relationship between load andcalculated heat transfer coefficient
without scale layer

Fig. 3 Relationship between load andcalculated heat transfer coefficientfor different oxide layer (Hightemp. side: No-Layer1)

Fig. 4 Comparison with past knowledge
between load and calculated heattransfer coefficient (High temp.
side: No-Layer1, low temp. side: NoLayer 1)

また，図 2 と同様，接触熱伝達率は荷重に対して増加し，

真実接触部における接触熱伝達 hc1，非接触部に介在する物

荷重が高くなるにつれ接触熱伝達率が上昇する勾配が小さ

質中の熱伝達 hc2，酸化物皮膜を介した熱伝達 hc3 が考えらくなっている。

れる。接触界面におけるモデルの模式図を図 6 に示す。
1）

3.3

Tachibana の考え方に基づき，図 6（a）のように粗さを接触熱伝達率におよぼす荷重の影響矩形突起と仮定する。また，積層平板の伝熱理論

図 4 に，銅およびステンレス鋼試験片の表面をラッピング研磨した条件について，荷重 p と接触熱伝達率 h の関係結果となった。図中には代表的な実験式も記載しているが，荷重 p の 2/3 乗に比例するとした Fukuoka らから固体間における定常状態の接触熱伝達は，図 6（b）に示すような電気回路と等価になる。
そのため，各因子に基づいた接触熱伝達率，hc1，hc2，hc3を示す。同図の通り，近似線は荷重 p の 2/3 乗に比例する
2, 3）

6）

は，（1）～（3）の関係式となる。

3）の実験式と同様の傾向となった。

hc 1 =A01=
R 1 δ 1 λ1 + δ 2 λ 2

4． 考察

hc 2 =

1  λi=+ σ T12 + T22 ( T1 + T2 )  (1 − A0 ) … （2）R2  δ 1 + δ 2
hc 3 =

λ1= 2 …………………………………………… （3）R3 δ 34.1

接触熱伝達率におよぼす因子の整理

接触熱伝達の因子を模式的に説明した図を図 5 に示す。
粗さを持つ 2 つの接触面では，表面の突起が局所的に接触(……………………………… （1）)していると考えられる。接触熱伝達を構成する項目として，また，総括接触熱伝達率 ht は，（4）式の関係式となる。

図 5 実接触面熱伝達の模式図

Fig. 6 Schematic illustration of theoretical model of contact
heat transfer

Fig. 5

図 6 接触熱伝達の伝熱モデル

Schematic illustration of factors of contact heat transfer

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－ 30 －

工具と素材間の熱間接触熱伝達特性

1
1= Rt =+ R 3 …………………… （4）ht
1 R1 + 1 R 2

ここで，総括熱抵抗 Rt，真実接触部における熱抵抗 R1，非接触部に介在する物質中の熱抵抗 R2，酸化物皮膜を介した
熱抵抗 R3，矩形突起の高さ δ 1・δ 2，酸化物皮膜厚み δ 3，接触面の熱伝導率 λ 1・λ 2，介在物質の熱伝導率 λ i，ステファン・ボルツマン定数 σ ，真実接触面積 A0 である。
（2）式の介在物質中の熱伝達率 hc2 は，熱伝導と輻射伝熱を考慮した。固体間の接触熱伝達率を示す（1）式を計算するには，矩形突起の高さ δ を表面粗さから算出する必要がある。また，真図 7 酸化皮膜の熱伝導率と接触熱伝達率

実接触面積率 A0 の算出も必要である。
（4）式から，真実接Fig. 7 Relationship between thermal conductivity of scalelayer and calculated heat transfer coefficient(p =80 MPa Low temp. side lapping process)

触面積率 A0 が微小の場合では，介在物質による熱伝達率hc2 の影響を受けやすくなることが示唆される。本実験は，大気雰囲気で行ったことから，介在物質は空気となる。本実験では，試験片加熱温度が 500 K と低く，表面粗さ Ra は4.3数 μ m 程度であり，ギャップも同程度と推定されることから，熱伝導項に対して輻射項は微小となり，省略することができる。

4.2

接触熱伝達率におよぼす酸化物皮膜の影響

3.2 節で示したように，酸化物皮膜が FeO の時よりも，Al2O3 の時の方が，接触熱伝達率が小さくなった。FeO と接触熱伝達率におよぼす荷重の影響

Al2O3 の酸化物皮膜の厚みは，いずれも 80 μ m であることか

図 2，図 3 に示された荷重の増大による接触熱伝達率の上ら，接触熱伝達率の変化は，酸化物皮膜の熱伝導率の違い

昇は，（1）式から真実接触面積率 A0 若しくは変形による矩に起因していると推察される。酸化物皮膜の熱伝導率とし形突起の高さ δ の変化と考えられる。弾性変形の場合，矩て，FeO では焼結体の測定結果形突起の高さ変化は式（5）で表すことができる。の測定値9）8）から，Al2O3 では溶射物から引用した。最大荷重 80 MPa における，酸化物皮膜の熱伝導率と接触熱伝達率の関係を図 7 に示す。

δ′p=1−Eδ…………………………………… （5）なお，酸化物皮膜が無い条件は厚み 80 μ m のステンレス鋼皮膜が付着しているとみなし，参考のため図中に，皮膜無し

ここで，ヤング率 E，負荷後の矩形突起高さ δ ʼ である。本の結果も記載している。接触熱伝達率は，酸化物皮膜の熱実験の範囲では軟質側の銅のヤング率 E は 130 GPa，荷重 p伝導率に比例しており，酸化物皮膜を付与した場合は，そは 80 MPa であり，負荷後の矩形突起の高さ δ ʼ は，負荷前の皮膜の熱伝導率に比例して接触熱伝達率が低下することに対して 99.94％となることから，その変化は微小である。

が実験的に確認できた。

このため，真実接触面積率 A0 の変化が主な原因と推定され4.4る。粗さプロフィールが塑性変形すると真実接触面積率 A0は，ビッカース硬度 Hv の定義から，（6）式の通り荷重に比1）例すると考えられる 。
pA0 =
Hv

接触界面熱伝達率に及ぼす表面粗さの影響接触面の熱伝達率（hc1＋hc2）の推定を試みる。本実験で算出した熱伝達率は，酸化物皮膜と接触界面を含んだ総括熱伝達率 ht である。酸化物皮膜の影響は（3）式から求めら……………………………………… （6）れるため，（8）式により皮膜厚みの影響を除いた接触面の熱伝達率を算出することができる。

一方，弾性変形時には，粗さを cos 波と仮定した場合の111=−
hc 1 + hc 2 ht hc 3

解析結果から真実接触面積率 A0 は，（7）式で表されること7）が知られている 。

A0 ∝ p 2 3 ……………………………………… （7）………………………… （8）最大荷重 80 MPa における，矩形突起モデルの接触部分の熱伝達率を表す（1）式と酸化物皮膜の影響を除去した接図 5 に示したように，本実験結果は荷重 p の 2/3 乗と定触部の熱伝達率（hc1＋hc2）との関係を図 8 に示す。矩形高性的に弾性変形時の理論と一致していることから，接触部さ δ は，算術平均粗さ Ra を用いて計算した。また，真実接においても弾性変形が支配的であったと推定される。

触面積率 A0＝1.0 とした。矩形高さ δ を Ra の 1 800 倍とした時の（1）式を破線で併記した。
酸化物皮膜のない実験値は，矩形高さ δ を Ra の 1 800 倍－ 31 －

JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

工具と素材間の熱間接触熱伝達特性

図 8 接触伝熱項（式 1）と界面接触熱伝達率の関係

図 9 矩形突起モデルの接触熱抵抗

Fig. 8 Relationship between theory and calculated heattransfer coefficient at p = 80 MPa

Fig. 9 Comparison of thermal resistance of rectangluar
protuberant without scale layerとした時の理論値と良い相関が得られ，矩形突起モデルは鏡で測定したステンレス鋼側の表面プロフィールの例を図定性的に正しいといえる。算術平均粗さ Ra に補正係数を乗10 に示す。図 10（a）の酸化物皮膜が無いラッピング研磨

じることで本モデルにおける矩形突起の高さ δ を求められる

では，ランダムに微小な突起が存在し，図 10（b）の酸化物と考えられる。次に 3.1 節で示したステンレス鋼試験片の表皮膜の無い旋盤加工では，周期的なピッチで突起が存在す

面粗さによって接触面の熱伝達率が大きく変化した現象をるが，図 10（c）および図 10（d）の酸化物皮膜のラッピン考察する。

グ研磨では，ボイドに相当する部位で大きな窪みが存在し，（1）式から異なる素材が接触したときの熱伝達率は，熱ボイド部分を除くと，ほぼ平滑な面となっている。以上から，抵抗の和の逆数となる。そこで，酸化物皮膜が無い条件にFeO や Al2O3 の酸化物皮膜の表面における Ra はボイドの影

おける各試験片の矩形突起部の熱抵抗を図 9 に示す。

響を受け大きな値として測定されると考えられる。JIS に規ス テ ン レ ス 鋼 の 熱 伝 導 率 は 15.9 W/mK で あ り， 銅 の定される算術平均粗さ Ra は，測定長 Lc＝4 mm の区間での400 W/mK に対して 3.7％と低い。熱抵抗は，ステンレス鋼平均的な値のため，ボイドの影響により接触部のそれに対し

22側は 9～210 m K/GW に対して，銅側では 0.7～2.7 m K/GWて大きめの値となり，実際の接触部の表面粗さを示すパラとなり，相対的にステンレス鋼側の熱抵抗が大きいため，銅メータとして適切でないと考えられる。そのため，接触熱伝とステンレス鋼の熱抵抗を合計すると，ステンレス鋼側の熱達率の評価を行うためには，ボイドを除いた実質的に接触抵抗が支配的になる。に関与する粗さを表すパラメータが重要となると思われる。

次に図 8 において酸化物皮膜の有無で接触熱伝達に差異

また，本検討の範囲では弾性変形的な接触となっていることが出た理由について詳細に確認するために，レーザー顕微は確認できたものの，接触面積率 A0 については，明確になっ図 10 各試験片の表面プロフィール
Fig. 10
JFE 技報 No. 42（2018 年 8 月）

Comparison of sectional profile for each test pieces－ 32 －

工具と素材間の熱間接触熱伝達特性ていない。以上から，ボイド以外の部分の粗さと，荷重によにより作製した酸化物皮膜には多数のボイドが生成しる接触面積率 A0 の変化を考慮することで，接触熱伝達率のており，接触に直接関与する粗さを適切に把握するこ予測が可能となると推察される。とが重要であると示唆された。
（4）接触熱伝達率の表面粗さおよび接触固体の熱伝導率の5． おわりに影響は，等価電気回路で記載できる。今後，塑性変形を伴う熱間加工に拡張するには，本手法を用いて塑性

熱間圧延や熱間鍛造工程における，圧延ロール，搬送ロー

変形域における接触熱伝達率を定量的に評価すること

ル，プレス金型等の低温物と高温の被加工物の接触に伴うが重要である。その際，素材表面に存在するボイド以熱伝達に対して，弾性変形域の荷重範囲について，基礎的外の実際に接触する部分の粗さと，荷重による真実接な検討を行った。異なる表面粗さと酸化物皮膜を持つステ

触面積率 A0 の変化の検討が特に重要になると考えられ

ンレス鋼と銅を接触させたときの熱伝達率を測定して，荷る。

重，酸化物皮膜，表面粗さの影響を明らかにした。さらに，表面粗さを矩形突起と仮定して，積層平板の伝熱理論に基づいた接触熱伝達率の理論式と実験結果との比較を行い，参考文献
1）橘藤雄．日本機械学会誌．1952, vol. 55, p. 102-107.

以下の知見を得た。
（1）本実験範囲は低ヤング率側の銅において，ヤング率と2）佐野川好母．日本機械学会論文集．1967, vol. 33, p. 1131-1137.
3）福岡俊道，野村昌孝，山田章博．日本機械学会論文集（A 編）．2010,
vol. 76, p. 344-350.

荷重から求めたひずみが 0.062％であることから，素材

4）岡田光，橘久好，野村茂樹，焼田幸彦，杉本純，高橋裕之．材料とプ
ロセス．2011, vol. 24, p. 81-84.

全体は弾性変形範囲と推察される。さらに，接触熱伝

5）中島芳宏，石黒太浩，阿部英嗣，湯川伸樹，石川孝司，長田

達率は荷重 p の 2/3 乗に比例し，定性的に弾性変形時の接触理論と一致していることから，接触熱伝達率の上昇は荷重 p の上昇によって，弾性変形的に接触面積率 A0 が増大することに起因したと推定される。
（2）酸化物皮膜のないステンレス鋼と銅を接触させた場合，熱伝導率の高い銅試験片の表面粗さは，接触熱伝達率

卓．材料とプロセス．2014, vol. 27, p. 80-83.
6）JSME テキストシリーズ 伝熱工学，日本機械学会編，丸善出版，東京，2014, p. 31.
7）Johnson, K. L. Contact Mechanics, Cambridge university press,Cambridge, 1987, p. 402.
8）Takeda, M.; Onishi, T.; Nakakubo, S.; Fujimoto, S. Mater. Trans. 2009,
vol. 50, p. 2242-2246.
9）竹内純一，山崎良，谷和美，高橋康夫．日本機械学会論文集（C 編）．
2011, vol. 77, p. 2932-2939.

に対する影響が小さい。ステンレス鋼の熱伝導率は，銅に対して 3.7％程度であることから，ステンレス鋼側22の熱抵抗は 9～210 m K/GW となり，銅側の 0.7～2.7 mK/GW と比較して相対的に高いためと推定される。

（3）酸化物皮膜のない試験片では，荷重 80 MPa における接触部熱伝達率（hc1＋hc2）は，Tachibana のモデル1）に対して，真実接触面積率 A0＝1，矩形高さ δ を Ra の1 800 倍とした時の理論値と良い相関が得られた。酸化物皮膜がある場合は上記の接触熱伝達率の理論値よりは過小となる。レーザー顕微鏡で観察した結果，溶射－ 33 －

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