レーザアシスト曲げに関する研究
静岡大学工学部 機械工学科
教授 田中 繁一
（平成 25 年度一般研究開発助成 AF-2013024）
キーワード：レーザ，曲げ，難加工材

１．研究の目的と背景
チタン合金やマグネシウム合金は，室温での延性が不足するために熱間あるいは温間成形されるが，加熱装置や特た後，ミラーで光路を 90 度曲げた後，シリンドリカル・レンズにより長さ 10mm のライン光に整形される．このレーザ光を素材下面に照射して局所ライン加熱を行う．

殊なハンドリング装置等が必要となる．この状況は，板金の曲げ加工においても同様で，これらの難加工板材の成形を成功させるのは容易でない．これに対して，レーザ局所加熱（図 1）を利用するアイディアが提案され 1),2)，近年には実験的試みも報告されつつある 3)．
本報告では，低延性材料の曲げへの線状レーザ局所急速加熱の効果を確認するとともに，高変形抵抗・延性材料の曲げ荷重の低減効果等を実験的に検討した．加えて，2 次元熱弾塑性 FEM 解析を行い，素材の変形挙動に関して基礎的な考察を行った．また，加熱スケジュールが荷重やスプリングバックに及ぼす影響を検討した．さらに，素材とパンチやダイス間の熱伝達現象を考慮してその影響を考察した．

(a)
図1

図2

レーザアシスト曲げ実験装置

図3

曲げパンチおよびダイス形状(b)
レーザアシスト曲げの概要

２．レーザアシスト曲げ実験
2.1 実験装置
実験に使用したレーザアシスト曲げ装置の概要を図 2に示す．また，図 3 と 4 はそれぞれパンチとダイス形状の詳細とレーザ照射のための光学系である．パンチ刃先角は88°で，先端 R は 0.6mm である．ダイの V 幅は 8mm，V角度は 88°で，肩 R は 1.5mm であり，中央にレーザ光を通すための幅 4mm，長さ 50mm のスリットが開いている．
レーザ光源（表 1）には波長 980±10nm，最大出力 110Wのファイバー付き半導体レーザ（nLight corp., PearlModule）を使用した．ファイバーからの出射光はコリメータ（平凸レンズ）により直径 10mm の平行光に変換され

表1Laser module
Wavelength :λMaximum power : P
Delivery fiber optics

レーザ光源
nLight corp.,
PearlTM Diode Module
980±10 nm
110W
600 m dia., 0.18 N.A.

(a) without laser-heating(b) with laser-heating(P = 67.3W, 2a≒1mm, b≒10mm)
図 5 曲げ試験片 (Blank: AZ31, t = 1.0 mm, w = 10 mm)
図4

レーザ光学系

2.2 試験片
使用した材料は，マグネシウム合金 AZ31，チタン合金
Ti-6Al-4V，およびステンレス鋼 SUS304 で，試験片の板厚は 1mm で，幅は 10mm である．また，AZ31 と Ti-6Al-4V
については圧延方向に対して平行と垂直な試験片を用意した．

2.3 実験結果
2.3.1 低延性材料のレーザアシスト曲げ(a) without laser-heating(b) with laser-heating(P = 67.3W, 2a≒2mm, b≒10mm)
図 6 曲げ試験片 (Blank: Ti-6Al-4V, t = 1.0 mm, w = 10 mm)

事前に，レーザ照射裏面に素線径 0.32mm の K 型熱電対を張り付けて，レーザ照射による各試験片の温度を計測を行った．レーザアシスト曲げ実験では，各材料の高温引張試験から得られた延性が十分得られる温度への昇温に必要な出力を設定した．
図 5 は，マグネシウム合金板（AZ31, t=1）の曲げ加工例で，通常の曲げでは同図(a)のように加工初期に破断する．これに対してレーザアシスト曲げ（P=67.3W）を適用すると，同図(b)のように約 90°の曲げが成功する．
図 6 は，チタン合金板（Ti-6Al-4V, t=1）の曲げ加工例で，通常の曲げでは同図(a)のように破断する．これに対してレーザアシスト曲げ（P=67.3W）を適用すると，同図(b)のように約90°の曲げが成功する．
図 7 と 8 は，それぞれのレーザアシスト曲げの加工力である．
図 7 のマグネシウム合金では，曲げ線が圧延方向と平行と垂図 7 レーザアシト曲げの曲げ荷重(Blank: AZ31, thickness:1mm×width :10mm,Spot size: 2a×b≒2mm×10mm)

直な場合の結果をそれぞれ黒色と灰色で示す．P=19.8W 低出力では，曲げ線が圧延方向と平行の場合に曲げが失敗するが，P=67.3W 以上では両試験片とも曲げが成功する．加工力は，曲げ線が圧延方向と平行の場合に高い． 一方，図 8のチタン合金では，圧延方向の相異により加工力に大きな差が生じ，曲げ線が圧延方向と平行の場合に加工力も高い
2.3.2 高変形抵抗材料のレーザアシスト曲げ
図 9, 10 に，ステンレス鋼（SUS304, t=1）に対してレーザアシスト曲げを適用した場合の最大荷重と加工後の製品曲げ角を示す．出力 P の増大とともに荷重は減少し，P=67.3W では35.4％低減している．曲げ角も，P の増大とともにスプリングバックが減少してパンチ角に近づき，最終的には若干パンチ角により小さくなっている．

図 8 レーザアシト曲げの曲げ荷重(Blank: Ti-6Al-4V, thickness:1mm×width :10mm,Spot size: 2a×b≒1mm×10mm )図 9 レーザアシト曲げの曲げ荷重(Blank: SUS304, thickness:1mm×width:10mm,Spot size: 2a×b≒2mm×10mm)
図 11メッシュモデル

表2計算条件Power : P
Line spot width: 2aAmbient temperature: TaHeat transfer coefficient
between blank and air :Heat transfer coefficient
between punch and blank : hp
Heat transfer coefficient
between die and blank : hd
Punch speed : vp

図 10 レーザアシト曲げの曲げ角(Blank: SUS304, thickness:1mm×width:10mm,
Spot size: 2a×b≒2mm×10mm)

３．レーザアシスト曲げの２次元 FEM 解析
3.1 計算モデル

表30 – 100 W/10mm
2mm℃
20
10W/m2K

2000

W/m2K

2000

W/m2K

-1.0 – -10.0 m/s

素板の諸特性(4), (5)Young’s modulus : E
Poisson ratio: ν(4), (5)Thermal expansion :α (6)Heat conductivity :λ (7), (8)Specific heat : c (9), (10)Yield stress : σy (11)103 – 193
0.29 - 0.362
13.6 - 18.9
8.36 – 13.8
0.50 - 0.64
76 - 270

GPa
K-1kW/m・s
kJ/kg・KMPa

FEM 解析には，商用ソフトウェア MARC2005R3 を用いた．図 11 は計算に用いたメッシュモデルであり，対称性から 1/2 モデルを解析した．また，素板は板厚方向に 10層のソリッド要素で分割している．熱伝導解析では，素板から空気，素板からダイス，および素板からパンチへの熱表4パンチ・ダイスの諸特性

Young’s modulus : E
Poisson ratio: νHeat conductivity :λSpecific heat : c

205
0.30
530.46GPa
W/K・m
kJ/kg・K伝達を計算している．素板と工具間の熱伝達係数は，素板上の 5 点で実測した温度とその計算値との残差が最小となるように決定した．パンチとダイスでは，弾性体として熱伝導を連成解析している．
表 3 は，計算に用いた材料特性値で，ステンレス鋼を想定しており，参考文献を参考にして熱依存性を考慮したが，ひずみ速度依存性は考慮していない．表 4 はパンチとダイスの熱特性で温度依存性は考慮していない．
図 12 は，パンチ動作およびレーザ加熱のスケジュールを示している．パンチは一定速度で加工し，下端で一定時間保持した後に除荷する．一方，レーザは一定出力 P1 で照射するが，計算の安定性から前後に短い遷移区間を設けてある．

図 12．レーザアシスト曲げスケジュール

3.2 ビームモデル
計算においては，レーザは 2 次元ガウシアンビームとし，次式を熱流束境界条件として用いた．
(1)
ここで， は成形中の素板のレーザ照射面の法線方向を表し，その方向余弦により熱流束を修正している．

3.3 計算結果
3.3.1 成形プロセス，曲げ荷重およびスプリングバック量
図 13 は，P=40W/10mm のレーザで tL1 =0s, から tL4 =23sまで加熱を行い，パンチ降下を tP1 =14s に開始した場合の計算結果である．約 14sec 程度の加熱により素材中央部は700℃程度に局所加熱される．成形中には曲げコーナー部

図 14．スプリングバック(Blank: SUS304, 1mm(thickness)×30mm(half length) )の温度は 500℃以下に下がり 18.04s で加工が完了する．
図 14 は，様々なスケジュールで成形を行った場合の最3.3.2 ダイスおよびパンチへの熱伝達現象

大曲げ力とスプリングバック量を示している．レーザ加熱

図 15 および 16 は，素板とダイス間，および素板とパンを併用するプロセスでは従来の曲げにおける曲げ荷重はチ間の熱伝達の影響を考察した結果である．各図(a)は熱半分以下であり，その結果，スプリングバック量も半分以伝達係数を hD = 2000 [W/m2K]と設定して熱伝達を考慮し下と小さい．出力が大きいとスプリングバック量も 1/3 程たシミュレーションの結果で，(b)は考慮しない場合の結度まで小さくなる．

果である．材料からパンチ・ダイスへの熱伝達による損失は非常に大きく，図 15(b)では容易に 1000℃程度に昇温できるが，実際には(a)のように，工具接触により瞬時に500℃程度の温度降下が生じるとともに，工具（パンチ）側の温度がわずかに上昇する．

(a) hD = 2000 W/ m2･K(b) hD = 0 W/ m2･K

図 15．計算結果(Blank: SUS304, 1mm(thickness)×30mm(half length),
Spot size: a =1mm, Power: P = 40 W/10mm )図 13．計算結果（温度分布）(Blank: SUS304, 1mm(thickness)×60mm(full length),
Spot width: 2a =2mm, Power: P = 40 W/10mm )(a) hD = 2000 W/ m2･K(b) hD = 0 W/ m2･K

図 16．計算結果(Blank: SUS304, 1mm(thickness)×30mm(half length),
Spot size: a =1mm, Power: P = 40 W/10mm )４．曲げ部の熱影響
図 17 は，レーザアシスト曲げ成形された製品のコーナ

参考文献
1) ㈱アマダ，特開平 5-96329, (1991).

ー部の組織を EBSD で観察した例である．これらの EBSD

2) トルンプマシーネンオーストリア，特表 2002-507153, (2002).

解析像から得られる素板の結晶粒径分布は 9 m にピーク

3) F. Bammer, et.al.：Hindawi Publishing Corporation Advancesをもち 5-15 m に広がる分布を示す．一方，88.5 [W/10mm]
でレーザアシスト曲げ成形された組織は 13 m にピークをもち 7-22 m に広がる分布を示し，とくに照射面近傍のA 部でこの傾向が明瞭であり，若干の熱影響が存在する．

in Optical Technologies, Vol.2011,Article ID 321807.
4) Me. Sistaninia, Ma. Sistaninia, H. Moeanodini: Computational
Material Science, 45 (2009), 480-488.
5) S.S. Lee, U-S. Min, B. Ahn and S.H. Yoo, J. Materials
Science, 33 (1998), 687.
6 H.M. Ledbetter, J.

Applied Physics, 52-3, March (1981).

7) N. Yamada, M. Okaji and Y. Miki, The Fourth Asian
Thermophysical Properties Conf., Tokyo, (1995), 441.
8) L. Filoni and G. Rocchini, High Temperatures-High Pressures,19 (1987), 381.
9) R.P. Tye, R.W. Hayden, S.C. Spinney, High Temperatures-High Pressures, 4 (1972), 203.
10) NIST Cryogenic Technologies Group, Bolder Co; W.
Poessnecker, U. Gross, High Temperatures-High Pressures, 34(2002), 1.
11) R. Venturi, and R.D. Seibel, DRI Rept. 1023 (1959), 1-31.
13) J.B. Conway, R.H. Stentz and J.T. Berling, Fatigue, Tensileand Relaxation Behavior of Stainless Steels, TechnicalInformation Center, USAEC (1975), 213.

図 17．レーザアシスト曲げ部の微細組織(Blank: SUS304, 1mm(thickness)×10mm(width)×50mm(length),
Spot size: 2a×b≒2mm×20mm, Irradiation time: T=10 s,Power: P = 88.5 W/10mm )５．まとめ
低延性材料の曲げへの線状レーザ局所急速加熱適用の効果を確認するとともに，高変形抵抗・延性材料の曲げ荷重の低減効果を実験的に検討した．加えて，2 次元熱弾塑
性 FEM 解析を行い素材の変形挙動に関して基礎的な考察を行った．得られた結果は以下のとおりである．
a) マグネシウム合金板（AZ31: t =1, w =10）やチタン合金板（Ti-6Al-4V: t =1, w =10）は，室温では曲げ加工は不可能であるが，67.3W の線状レーザ加熱を併用すれば，90°曲げが可能となる．
b) ステンレス鋼（SUS304: t =1, w =10）に対して，67.3W の線状レーザ加熱を併用すれば，加工荷重を 35.4%低減することができる．
c) 2 次元 FEM 解析によれば，レーザアシスト曲げにより最大曲げ荷重の低下とともに，スプリングバック量も 1/3程度にまで小さくなる．
d) レーザアシスト曲げ成形された製品のコーナー部では結晶粒径が，素板の 9 m に対して 13 m 程度に若干粗大化する．