サーボプレスを活用した中空部品加工のための逐次潤滑冷間鍛造加工法の開発
大阪大学大学院 工学研究科 マテリアル生産科学専攻准教授 松本 良
（平成 25 年度一般研究開発助成 AF-2013010）
キーワード：サーボプレス，冷間鍛造，潤滑，中空部品
１．研究の目的と背景
塑性加工分野においてはサーボモータを駆動源とした

またパンチモーションと加工穴の形状精度の関係について調査し，その加工機構について考察する．

サーボプレスの利用が急拡大している 1)．サーボプレス
はスライド位置・速度が制御可能であることから，塑性加工プロセスの高精度化や難加工材の塑性加工特性の向上，あるいはこれまで実現困難であったフレキシブルな新しい塑性加工プロセスの開発が進められている．

２．潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑穴あ2)
け加工法の加工原理
図 1 に潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑穴あけ加工（パルス穴あけ加工）法のスライドモーションと一方，輸送機器をはじめ多くの構造物で軽量化が要求

加工原理を示す．本加工法では内部に潤滑油流路を有すされており，高比強度材や軽量材料への置換，あるいはるパンチを用いて，パンチの前進・後退を繰り返しなが中空構造部材への置換が進められている．中空構造部材

ら穴あけ加工を行う．穴あけ加工途中でパンチを後退さの製造プロセスの一つに穴あけ加工が挙げられ，例えば，せることによって，穴加工部の圧力を低下させ，パンチドリル加工では，外部ノズルによる潤滑油の供給や内部先端部に設けた潤滑油流路から加工穴部に潤滑油を負圧に潤滑油流路を設けたドリルによって小径深穴化が図らによって引込ませる．穴底部へ潤滑油を逐次供給し，穴れている．一方，冷間鍛造による穴あけ加工では，加工深部まで焼付き・かじり疵の発生を抑制することで穴あ前の被加工材へのりん酸塩セッケン皮膜処理（ボンデ処

け加工における加工限界の向上を目指した加工法である．

理）等による固体潤滑皮膜あるいは加工前にパンチや被パンチモーションを表現するために，加工段数を ntotal，加工材表面に潤滑油を塗布するのみに留まり，穴深部ま加工各段でのパンチ前進ストロークを sa，パンチ後退スで潤滑状態を十分に保つことが困難なため，深穴化は困

トロークを sr，パンチ加工ストロークを sf（= sa – sr），全難である．そこで筆者らはサーボプレスのスライドモー加工ストロークを stotal と定義する．

ション制御と潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑
穴あけ加工法（パルス穴あけ加工）2) を考案し，これまでにアルミニウム合金およびチタンの穴あけ加工でかじり疵・焼付きを抑制した 2),3)．

３．潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑穴あ4)
け加工法の摩擦低減効果の定量的評価
3.1

パルス前後方押出し鍛造の加工条件

本研究では，考案した逐次潤滑穴あけ加工法について，

図 2 に金型構成およびパンチの形状を示す．パンチは被加工材の材料流動特性から摩擦係数を算出し，パンチ高速度工具鋼（SKH55），コンテナはマトリックス高速度モーションと潤滑効果の関係について定量的に評価する．

工具鋼（YXR3）で作製し，表面粗さ Ra = 0.02～0.04 m

図1

スライドモーション制御と潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑穴あけ加工法の加工原理に仕上げた．潤滑油流路付きパンチは先端部直径 DP =24mm（stotal/DP = 4.0）のパンチモーションで室温にて加6.0mm，内部に設けた潤滑油流路は直径 DI = 1.5mm，工を行った．

パンチ先端部で DI = 0.5mm とした．前方側パンチは直3.2

径 DP = 4.5m，コンテナは内径 DC = 9.0mm とし，押出

図 4 に 40ºC での動粘度 32mm2/s の鉱油を用いた場合実験結果

し比を前方部，後方部でそれぞれ 1.33，1.80 とした．試のパンチ後退ストロークと加工部へ流入する潤滑油体積

験片には A6061-T6 アルミニウム合金（直径： 8.9mm，VLub およびみかけの厚さ tLub（= VLub/( DP/2)2+ DPsr)）の高さ：30mm）を，潤滑油には鉱油（40ºC での動粘度：関係を示す．sr が大きいほど VLub は大きくなり，sr によ32mm2/s）をそれぞれ使用した．

らず，tLub は 50 m 以上であった．

プレスにはリンク式サーボプレス（コマツ産機(株)：パルス前後方押出し鍛造におけるパンチモーションとH1F45）を用いて，図 3 に示すような平均加工速度 vavg =後方押出し部の加工穴の表面粗さの関係を図 5 に示す．

20～80mm/s（加工開始時速度：150～250mm/s），sf = 6～

表面粗さは加工穴の側面部を周方向に接触式表面粗さ計

24mm（sf/DP = 1.0～4.0），sr = 6mm（sr/DP = 1.0），stotal =にて測定した．sf/DP > 2.0 でのパルス加工では加工穴の表面粗さは高く，加工穴全面にかじり疵が生じ，sf/DP <1.3 でのパルス加工では加工穴の表面粗さは低く，穴深Punch withinternalchannel
SpecimenContainer(DC = 9.0)
Counterpunch

Tank forlubricantLubricantKnockout
punch

部までかじり疵を生じることなく加工可能であり，パルスモーションによりパンチ内に設けた潤滑油流路から加工部へ潤滑油が逐次供給されたものと考えられる．
次にパンチモーションと試験片の前方部，後方部押出し長さ LF，LB の関係を図 6 に示す．潤滑油を用いた場合，パルス加工では sf が短くなるとともに，LF は短く，LB は(a) 金型構成長くなり，パルスモーションにより各段での加工間に潤滑油が加工部へ逐次供給され，後方部への材料流動

図 4(c) 前方側パンチ

図 340635530
Top of specimen
2542031521015000.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4
Time /s

160140100120801006080604040VLub20tLub
20000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10
Retreat stroke of punch/Punch diameter sr/DP

パンチ後退ストロークと加工部へ流入する潤滑油度：32mm2/s））

Surface roughness Ra / m

sf = 24mm, ntotal = 1 (vavg = 80mm/s)
sf = 12mm, ntotal = 2 (vavg = 40mm/s)
sf = 8mm, ntotal = 3 (vavg = 27mm/s)
sf = 6mm, ntotal = 4 (vavg = 20mm/s)
sf = 24mm, ntotal = 1 (vavg = 20mm/s)

0

体積およびみかけの厚さの関係（鉱油（40ºC での動粘金型構成およびパンチ形状

Distance from bottom
dead center/Punch diameter

Distance from bottom
dead center /mm図21203Nominal thickness ofsucked lubricant tLub / m(b) 潤滑油流路付きパンチ（後方側パンチ）

Volume of3 sucked lubricant
VLub /mm

2Cavity volume DP/2) sr /mm
500
1000
1500

パルス前後方押出し鍛造におけるパンチモーショ

Distance from top of hole of specimen z /mm
05 10 15 20 25 30 35
5.0
sf/DP = 4.0, ntotal = 1 (vavg = 80mm/s)
4.5
sf/DP = 2.0, ntotal = 2 (vavg = 40mm/s)
4.0
sf/DP = 1.3, ntotal = 3 (vavg = 27mm/s)
sf/DP = 1.0, ntotal = 4 (vavg = 20mm/s)
3.5
3.0
2.5
2.01.5Galling
1.0
0.5
0.0
0
12
34
56
Distance from top of hole of specimen/
Punch diameter z/DP

ン線図（ntotal：加工段数，vavg：平均加工速度，全加工ス

図 5トローク stotal = 24mm）

ンと後方押出し部の加工穴の表面粗さの関係

パルス前後方押出し鍛造におけるパンチモーショ

1015

20

25

30
1.6
1.6
LF
LB
1.4
1.4
with
lubrication
1.2
1.2
without
lubrication
1.0
1.0
0.8
0.8
0.6
0.6
0.4
0.4
0.2
0.2
0.0
0.0
0
12
34
5
Forming stroke in each forming step/
Punch diameter sf/DP

Extruded length of forward part/
Initial specimen length LF/L050.60.5

sf/DP = 4.0, ntotal = 1 (vavg = 80mm/s)
sf/DP = 2.0, ntotal = 2 (vavg = 40mm/s)
sf/DP = 1.3, ntotal = 3 (vavg = 27mm/s)
sf/DP = 1.0, ntotal = 4 (vavg = 20mm/s)
sf/DP = 4.0, ntotal = 1 (vavg = 20mm/s)

0.4
0.3
0.2
0.1
0.0
0.0

0.2
0.4
0.6
0.8
Coefficient of shear friction at
specimen–punch contact mP

1.0

パルス前後方押出し鍛造におけるパンチモーションと試験片の前方部，後方部押出し長さの関係（LF：前方部押出し長さ，LB：後方部押出し長さ）が促進されたことが分かる．一方，無潤滑の場合は，パルス加工では sf が短くなるとともに，LF は長く，LB は短くなった．これはパルスモーションによりパンチ－加工穴間の摺動距離が長くなり，かじり疵が生じ，摩擦を高めたと推察される．
3.30.7(a) 前方押出し長さ
Extruded length of backward part/
Initial specimen length LB/L0

図 60

Extruded length of backward part/
Initial specimen length LB/L0

Extruded length of forward part/
Initial specimen length LF/L0Forming stroke in each forming step sf /mm

パンチ－試験片間のせん断摩擦係数の算出

1.4
1.3
1.2sf/DP = 4.0, ntotal = 1 (vavg = 80mm/s)
sf/DP = 2.0, ntotal = 2 (vavg = 40mm/s)
sf/DP = 1.3, ntotal = 3 (vavg = 27mm/s)
sf/DP = 1.0, ntotal = 4 (vavg = 20mm/s)
sf/DP = 4.0, ntotal = 1 (vavg = 20mm/s)

1.1
1.0
0.9
0.8
0.70.0

有限要素解析により後方側パンチ－試験片間のせん断

0.2
0.4
0.6
0.8
Coefficient of shear friction atspecimen–punch contact mP

1.0(b) 後方押出し長さ

摩擦係数 mP と試験片の材料流動の関係を調べた．有限要素解析には弾塑性有限要素解析ソフトウェア

図 7simufact.forming ver.11 を使用し，試験片の弾塑性変形とン，せん断摩擦係数が前方部，後方部押出し長さへ及ぼ温度変化を計算した．前方側パンチ－試験片間，コンテす影響（有限要素シミュレーション）

パルス前後方押出し鍛造におけるパンチモーショ

図 7 にパルス前後方押出し鍛造における前方部，後方部押出し長さの計算結果を示す．低摩擦の場合は後方部，高摩擦の場合は前方部への材料流動が促進され，実験結果と同傾向を示した．そこで，図 6 で得られた実験結果と図 7 の計算結果を比較することで，各パンチモーションでの mP を算出した結果を図 8 に示す．前方部，後方部押出し長さのいずれから算出した mP も，非パルス加工（sf/DP = 4.0，ntotal = 1）では約 0.4 となった．一方，パルス加工（sf/DP = 1.0，ntotal = 4）では，無潤滑の場合はDetermined coefficient of shear
friction at specimen–punch
contact mP

ナ－試験片間のせん断摩擦係数は 0.2 とした．

0.8 以上の高いせん断摩擦係数となったが，潤滑油を使1.0Determined Determinedfrom LB
from LF
withlubrication
without
lubrication

0.80.60.4
0.2
0.001234
Forming stroke in each forming step/
Punch diameter sf/DP

用した場合は，逐次潤滑の効果で 0.05 以下と非常に低い

図 8せん断摩擦係数となった．

出されたせん断摩擦係数とパンチモーションの関係

実験結果と有限要素シミュレーション結果から算以上の結果より，考案したパルス穴あけ加工法は加工途中のパンチモーション制御による逐次潤滑により潤滑に仕上げた．またパンチ内部に設けた潤滑油流路は直径効果を得られることが分かる．

DI = 1.5mm，パンチ先端部での直径 DT = 0.5mm とした．
一方，コンテナはマトリックス高速度工具鋼（YXR3）

４．潤滑油流路付きパンチを使用した逐次潤滑穴あ5)
け加工法の加工穴の形状精度
4.1

パルス後方押出し鍛造の加工条件

図 9 に金型構成およびパンチの形状を示す．パンチは超硬合金（WC-10mass%Co）で作製し，先端部直径 DP =6mm，長さ LP = 64mm とし，表面粗さ Ra = 0.02～0.04 mで作製し，内径 DC = 24，18，12，9mm とし，押出し比をそれぞれ R = 1.07，1.13，1.33，1.80 とした．試験片には A6061-T6 アルミニウム合金（初期高さ：41mm）を，潤滑油には鉱油（40ºC での動粘度：32mm2/s）をそれぞれ使用した．
プレスにはリンク式サーボプレス（コマツ産機(株)：Tank forlubricant
LubricantBilletContainer (DC =9, 12,18, 24)
Knockout
punch

1.02
Hole diameter/
Punch diameter

Punch withinternal channel

0Distance from bottom of hole /mm
5 10 15 20 25 30 35

1.01sf/DP = 6.0, ntotal = 1
sf/DP = 1.5, ntotal = 4

1.00
0.99
0.98(a) 金型構成

0123456
Distance from bottom of hole/Punch diameter

図 10

加工穴の直径分布（押出し比 R = 1.07）(b) 潤滑油流路付きパンチ
図9

金型構成およびパンチ形状

H1F45）を用いて，平均加工速度 vavg = 20～80mm/s（加Standard deviation ofhole diameter d / m503020100，sf = 9～36mm（sf/DP = 1.5
工開始時速度：150～250mm/s）～6.0），sr = 6mm（sr/DP = 1.0），stotal = 36mm（stotal/DP = 6.0）

図 11

実験結果

加工穴の形状精度を評価するため，深さ方向 s = 3mm毎（s/DP = 0.5 毎）に加工穴の直径と中心位置を測定した．
stotal/DP = 6.0，R = 1.07 の場合の加工穴の直径分布の測定
結果を図 10 に示す．非パルス加工（sf/DP = 6.0，ntotal = 1）と比較して，パルス加工（sf/DP = 1.5，ntotal = 4）による加工穴の方が直径分布のばらつきは小さく，寸法精度は高い．図 11 に加工穴の直径分布の標準偏差 d を示す．
ここで， d は加工穴直径を di，加工穴平均直径を davg，Standard deviation ofcentre position of hole

4.2

a / mのパンチモーションで室温にて加工を行った．

d1.13 1.33
1.80
Extrusion ratio R

加工穴の直径分布の標準偏差sf/DP = 6.0, ntotal = 1
sf/DP = 1.5, ntotal = 4403020100

図 12d avg 21.0750

測定点を i として，
1 ndini 1sf/DP = 6.0, ntotal = 1sf/DP = 1.5, ntotal = 440

1.07

1.13 1.33
1.80
Extrusion ratio R

加工穴の中心位置の標準偏差(1)
素シミュレーションでは二次元軸対称の解析モデルとし，と求めた．押出し比によらず，パルス加工の方が標準偏アルミニウム試験片の塑性変形と温度変化を計算対象と差は小さく，寸法精度の高い加工穴が得られることが分した．ただし，二次元軸対称モデルのため，加工穴の形かる．同様にして，図 12 に加工穴の中心位置分布の標状精度を有限要素シミュレーションでは直接求めること

準偏差 a を示す．ここで， a は試験片側面から加工穴中は行わない．有限要素シミュレーションにおいて加工穴心までの距離を ri，試験片側面から加工穴中心までの平の形状を高精度に得るためには，試験片，金型の多くの均距離を ravg，測定点を i として，物性値（例えば，応力－ひずみ線図，熱伝導率）を温度a1 nrini 1依存性を含めて計算パラメータとして入力する必要があ
ravg2(2)

るが，これらの物性値をすべて測定することは困難なためである．冷間後方押出し加工での形状精度には，加工と求めた．押出し比によらず，パルス加工の方が標準偏発熱による加工中の試験片温度分布が影響することが示

差は小さいが，R = 1.13 以外の押出し比では非パルス加唆 6),7)されているため，ここでは試験片温度分布に着目

工とパルス加工で大きな差違は見られなかった．

して議論する．

4.3

有限要素シミュレーションによる考察

4.2 節で得られた加工穴の形状精度の実験結果について，有限要素シミュレーションにより考察する．有限要

図 13 に加工中の試験片温度分布の計算結果を示す．
ここで， T は各要素の試験片温度を Ti，体積を Vi，試験片平均温度を Tavg として，ンと加工穴の形状精度の関係について加工実験により調1 nTi
ni 1

TTavg

ni 1

TiVi

Tavg 2(3)べ，その加工機構について有限要素シミュレーションを併用して考察した．以下に得られた結果をまとめる．

nVi(4)

1) パルス穴あけ加工法では，加工途中でのパンチ後退により潤滑油が加工部へ逐次供給される．適切なパi 1と求めた．パルス加工では各段でパンチ後退により塑性ンチモーションを設定することにより，パンチ－被変形が断続的に行われるため，パンチ後退中に試験片が加工材間のせん断摩擦係数を 0.05 以下（非パルス加金型接触により冷却されることが分かる．そのため，非工では，約 0.4）に低減できることが被加工材の材料パルス加工と比較して試験片の温度上昇が抑制され，温流動特性より明らかになった．
2) パルス穴あけ加工法による加工穴の方が深さ方向にる．試験片温度分布が均一であるほど加工中の不均一変対する直径分布のばらつきが小さく，中心位置の真形や加工後の熱変形が均一に近づき，パルス加工の方が直度も高精度であることが加工実験により示された．

高い形状精度を有する穴を加工できたものと考えられる．

これはパルス加工の方が加工中の被加工材の温度分

Temperature /°C

度分布の標準偏差 T は低く抑えられることが示唆され40035030025020015010050005

布の不均一度を抑制できることにより，不均一変形

Punch stroke s /mm
10 15 20 25 30 35 40が抑制され，また加工後の試験片の熱変形の不均一度も抑制されるため，高い形状精度を得られること

sf/DP = 6.0, ntotal = 1
sf/DP = 2.0, ntotal = 3
sf/DP = 1.5, ntotal = 4が有限要素シミュレーションにより示唆された．

謝Maximum

Average
Minimum
01234567
Punch stroke/Punch diameter s/DP

田財団に深く感謝の意を表する．また本研究の一部は科学研究費補助金・若手研究(B)を受けて実施したことを付記し，感謝の意を表する．

参考文献

Standard deviation oftemperature distribution

T /°C(a) 最大，最小，平均温度の変化

6005Punch stroke s /mm
10 15 20 25 30 35 40
sf/DP = 6.0, ntotal = 1
sf/DP = 2.0, ntotal = 3
sf/DP = 1.5, ntotal = 45040Osakada, K., Mori, K., Altan, T. & Groche, P.: CIRP
Annals – Manufacturing Technology, 60/2 (2011),
651-672.

2)

Matsumoto, R., Sawa, S., Utsunomiya, H. & Osakada,K.: CIRP Annals – Manufacturing Technology, 60/13)

20

Matsumoto, R., Sawa, S. & Utsunomiya, H.: KeyEngineering Materials, 504-506 (2012), 381-386.

104)
0936-944.
5)

Matsumoto, R., Jeon, J.Y. & Utsunomiya, H.: Journal ofMaterials

有限要素シミュレーションで計算されたパルス

Processing

Technology,213-5(2014),

770-778.

穴あけ加工中のアルミニウム試験片の温度変化（押出し比 R = 1.07）

Matsumoto, R., Hayashi, K. & Utsunomiya, H.: Journalof Materials Processing Technology, 214-4 (2014),

12
3456
7Punch stroke/Punch diameter s/DP(b) 温度分布の標準偏差
図 131)(2011), 315-318.

300辞本研究を進めるにあたり研究助成いただいた(公財)天6)

Ishikawa, T., Ishiguro, T., Yukawa, N. & Goto, T.: CIRP
Annals – Manufacturing Technology, 63/1 (2014),

５．まとめ
本研究では，筆者らが考案した逐次潤滑穴あけ加工（パルス穴あけ加工）法について，パンチモーションと潤滑効果の関係についての定量的評価およびパンチモーショ

277-280.
7)

四宮徳章, 白川信彦: 日本機械学会論文集 A 編,
79-804 (2013), 1107-1111.