動的局所加熱逐次張出しによる難成形板材の成形加工
広島大学大学院 工学研究院 材料・生産加工部門准教授 日野 隆太郎（平成 23 年度一般研究開発助成 AF－2011030）
キーワード：逐次張出し成形，動的局所加熱，難成形軽量合金板

1. 研究の目的と背景
軽量化に適したマグネシウム合金板やチタン合金板などは常温プレス成形が困難な難成形板材であり，これらの成形には温間成形技術が用いられることが多い．しかし，温間プレス成形は金型や加熱装置が高コストとなり，多品種少量成形への対応が難しい．一方，多品種少量成形に適した板材成形技術として，単純棒状工具を用いた逐次張出し成形（インクリメンタルフォーミング）が提案され，様々な研究が行われている．しかし，加熱インクリメンタルフォーミングによる難成形板材の加工に焦点を当てた研究事例は未だ少なく，チタン合金板などの加熱成形を試みた先行研究 1)～5)がいくつか見られるのみである．そこで筆者らは，難成形板材の多品種少量成形技術として，板材変形部の動的局所加熱を行いながら単純棒状工具を用いた逐次張出し成形を行う「動的局所加熱逐次張出し成形技術」を開発すること目指して研究を進めてきた 6)～8)．
その結果，動的局所加熱逐次張出し成形法が板材の成形性（成形限界）を大幅に向上させること，成形後の残留応力・スプリングバックを低減させることが明らかとなっている．
本研究では，アルミニウム-マグネシウム合金板，マグネシウム合金板やチタン合金板など，常温プレス成形が難しい難成形板材を対象として，工具加熱型およびレーザ援用局所加熱型の逐次張出し成形装置を用いた成形実験を行うことにより，板材局所加熱温度，工具速度といった各種条件と成形限界および残留応力・成形品形状精度（スプリングバック）などの関係を系統的に把握し，成形特性を明らかにすることを目的とする．また実験と数値解析の両面から，成形限界や成形品形状精度を向上させる成形条件の探索を試みた．

2. 実験方法
2.1 実験装置の概要
先述のとおり本研究では工具加熱型の局所加熱逐次張出し成形装置とレーザ援用局所加熱逐次張出し成形装置を用いた．前者の概略図を図 1 に，後者のそれを図 2 に示す．
工具加熱型の局所加熱逐次張出し成形装置は固定工具と成形工具を用いる逐次逆張出し方式であり，工具先端は直径14mm の半球状である．成形工具内に出力 200W のカートリッジヒータが挿入されており，工具表面からの熱伝達によりブランクの工具接触面側を局所加熱することができる．接触熱伝達に依存する加熱方式のため，加熱温度や加熱速度の向上に難点があり，成形速度は低い．
レーザ援用局所加熱逐次張出し成形装置は成形工具のみを用いる逐次張出し方式である．NC フライス盤（株式会社イワシタ製，IB-1V）を成形装置のベースとして使用し，そのワークテーブル上にはブランクホルダが，主軸ヘッドには成形工具とレーザヘッドが固定されている．工具先端は直径 11mm の半球状である．工具は主軸ヘッドの動きにより 3 次元運動を行い，ブランクは図 2 の左方向に逐次張り出される．レーザヘッドと成形工具は互いに向き合い，相対位置を一定に保つ．このような構造にすることでブランクの成形部表面（工具接触面の反対側）をレーザ照射により局所加熱しつつ，逐次張出成形を行うことができる．またブランク－レーザヘッド間の距離を変化させることでレーザのデフォーカス（＝焦点外し距離）を調節することができ，これによりレーザスポット径（＝ブランク加熱範囲）が調節できる．前述の工具加熱型の成形装置に比べて成形速度を大幅に向上させることが可能である．
レーザ装置としては Laserline GmbH 製ファイバー付き半導体レーザシステム（LDF 6000-40，最大出力 6kW）を使用した．
ファイバーコア径は 0.4mm，レーザスポットは円形で，レーザヘッド部の集光レンズの焦点距離は 100mm である．
2.2 工具加熱型局所加熱逐次張出し成形実験条件供試材としてアルミニウム-マグネシウム合金 A5083P-O 板材（250mm×250mm，板厚 1mm）を使用した．インクリメンタル
フォーミングの成形性評価試験においては円錐（台）形を成形目標形状とすることが多いが，筆者らはすでに工具加熱型の局所加熱逐次張出し成形装置による円錐成形試験結果を報告している 6)～8)．そこで本研究では成形目標形状を底辺長さ100mm の四角錐または四角錐台として，過去の円錐成形試験結果と比較した．成形条件は，工具内ヒータ温度を室温（RT），573，723，873K の 4 条件，工具速度を 1，4，8mm·s-1の 3 条件とした．工具経路は目標形状の等高線周回経路とし，1 周回あたりの工具押込みピッチ（高さ方向）を 1mm としている（図 3(a)参照）．また潤滑剤としてモリブデン配合水系潤滑剤（SUMICO スミモールド 201）を使用した．これらの条件は，目標形状以外は円錐成形の場合 6)～8)と同様である．
2.3 レーザ援用局所加熱逐次張出し成形実験条件供試材としてマグネシウム合金 AZ31B-O 板材（170mm×170mm，板厚 0.78mm）を使用し，成形目標形状は円錐台形とした．円錐台の上面，底面半径は 10, 50mm である．工具経路は等高線周回経路とし，1 周回あたりの工具押込みピッチ（斜面方向）を 1mm としている（図 3(b)参照）．工具速度は 480,4000mm•min-1，レーザ出力は 0～950W，デフォーカスは 25,50mm，レーザ照射角は板面法線に対して 5°である．工具－板材間の潤滑および板材冷却のため，不水溶性切削油（JX日鉱日石エネルギー，Reliacut DE-P25）をブランク裏面に噴射した．またブランク平坦部のたわみを抑止するサポート板（バッキングプレート）を使用した．
2.4 温度測定実験
上記の成形試験に先立って，工具内ヒータ加熱条件ならび－ 100 －

にレーザ照射条件と局所加熱された板材表面温度の関連を調査するための実験を行った．板材表面（成形工具接触面の反対側表面）に熱電対を取り付け，成形工具通過時ならびにレーザ照射スポット通過時の温度履歴を取得した．レーザ援用局所加熱の場合は成形工具を取り除いてレーザ照射のみを行うことにより板材裏面の温度履歴も取得した．またサーモグラフィによる温度分布計測も併せて行った．

3. 研究成果
3.1 供試材の機械的特性
本研究で用いた A5083 板材，AZ31 板材については変形抵抗と延性に温度依存性・ひずみ速度依存性があることがよく知られている．これらの特性を確認するために種々の温度において供試材の単軸引張試験を行った．その結果を図 4 に示す．両供試材とも室温では延性に乏しい難成形材だが，温度の上昇に伴い変形抵抗が大幅に低下し延性が大きく向上する．また図 4 (b)の AZ31 の試験結果からわかるように，高温域（300℃以上）では延性のひずみ速度依存性が顕著になる．
3.2 局所加熱温度
図 5 に工具加熱型の局所加熱逐次逆張出し成形におけるA5083 板材表面の局所加熱温度測定実験結果を示す．図 5(a)は工具周回経路上のある一点における板材表面（成形工具が接触していない面）温度の経時変化の測定例を示したものである．工具の接近に伴って温度が上昇し，工具通過時に最高温度となり，工具通過後に温度が低下してほぼ元の温度に戻る様子がわかる．
工具通過時の最高温度の平均値を板材表面局所加熱温度とみなし，その測定結果をまとめたものが図 5 (b)である．この結果は高さと斜面傾斜角（＝半頂角，図 3 参照）を統一した円錐および四角錐を室温から 600℃までのヒータ温度，工具速度 1，4，8mm・s-1 で成形した場合の板材表面局所加熱温度を示している．また比較のため工具表面温度測定結果も併せて示した．当然ながら板材表面温度はヒータ温度，工具表面温度よりも大幅に低く，その差は高温になるにつれて大きくなる．また工具速度が上昇するにつれて板材表面温度は若干低下する．また円錐成形の場合より四角錐成形の場合の方

図 1 工具加熱型局所加熱逐次逆張出し成形装置概略図(a) A5083 板材

図 2 レーザ援用局所加熱逐次張出し成形装置概略図(b) AZ31 板材
図 4 種々の温度における供試材の応力-ひずみ曲線(a) 四角錐（台）逐次逆張出し (b) 円錐（台）逐次張出し
図 3 成形工具経路概略図－ 101 －(a) 工具周回経路上の板材表面温度履歴測定例(b) 工具内ヒータ温度と工具表面温度および板材表面局所加熱温度の関係
図 5 A5083 板材の工具加熱型局所加熱逐次逆張出し成形における局所加熱温度測定実験結果

図 6 AZ31 板材のレーザ援用動的局所加熱におけるレーザ出力と板材表面局所加熱温度の関係が局所加熱温度が低くなっている．これは，同一の高さ・斜面傾斜角を持つ円錐と四角錐では後者の方が成形品表面積が大きく，その結果として放熱量が多くなるためであろう．

一方，図 6 はレーザ援用動的局所加熱実験におけるレーザ出力と AZ31 板材表面の局所加熱温度（レーザスポット通過時の板材表面最高温度の平均値）の関係をまとめたものである．レーザ出力が高いほど，デフォーカスが小さいほど，またスポット移動速度が遅いほど局所加熱温度は高くなっている．
レーザ加熱の場合は急速加熱が可能なため，4000mm・s-1 という高いスポット速度（＝工具速度）においても十分な加熱が可能であり，成形速度の向上が期待できる．
以上の局所加熱温度測定結果より，所望の板材表面温度を得るための工具加熱条件またはレーザ照射条件を決定することができる．なお，工具加熱型局所加熱逐次張出しにおいては，板材は自然空冷の状態にあり，強制的な冷却は行っていない．一方，レーザ援用局所加熱逐次張出しにおいては，先述のとおり不水溶性切削油（Reliacut DE-P25）で板材裏面（レーザ照射面の反対側）を強制冷却している．この強制冷却なしでレーザ加熱を行うと，局所加熱部の最高温度と板全体の平均温度の双方が上昇し続けることが確認されており，一定の温度条件を保てなくなるだけでなく工具接触部以外の熱塑性変形を誘起するおそれもある．そのためレーザ加熱の場合は適切な冷却を行う必要があると考えられる．
3.3 工具加熱型局所加熱逐次逆張出しにおける成形性
よく知られているように，インクリメンタルフォーミングにおけるサイン則から，円錐・四角錐成形品の斜面傾斜角（図 3 参照）が小さいほど最大主ひずみ（斜面方向ひずみ）が大きくなり，成形性が高いといえる．そこで種々の条件下で成形可能な最小の角度を求め，それを成形性の指標とする．
図 7 に工具加熱型局所加熱逐次逆張出し四角錐成形における A5083 板材の成形限界斜面傾斜角と工具内ヒータ温度の関係を示す．また比較のために過去の円錐成形の結果 7),8)も併せて示している．この結果から両成形ともヒータ温度が高いほど，工具速度が遅いほど成形性が向上していることがわかる．しかし同条件下では四角錐成形の方が円錐成形に比べ成形性が低い．すなわち，材料・板厚・成形条件などが同じでも成形品形状が変わると成形性が変わる．この原因は以下のように考えられる．図 5 で示したように，同条件の円錐と四角錐を比べると後者の方が板材表面局所加熱温度は低くなる．
そのため，材料延性の温度依存性により成形性が低下すると考えられる．
そこで図 7 の結果を図 5 から得られる板材表面局所加熱温度を用いて再度整理すると，図 8 に示す結果が得られた．図 7に見られた円錐・四角錐両成形間の成形性の差がある程度解消され，ばらつきはあるものの板材表面温度の増加に伴って成形性が向上する傾向（図 8 にグレーのバンドで示す）が見て取れる．すなわち，板材表面局所加熱温度が成形性を決定する支配的要因であり，温度制御は工具接触部の板材表面温度実測値に基づいて行う必要があるといえる．
また図 8 から，板材表面温度 140℃前後で成形性の向上が限界に達しており，これより高い温度に加熱してもさらなる成形性向上は見込めないことがわかる．よって成形限界向上の面では，板材表面温度約 140℃が最適加熱条件となる．
3.4 四角錐逐次逆張出し成形品の形状不良とその対策
図 9 に A5083 板材の工具加熱型局所加熱逐次逆張出し成形による四角錐成形品の例を示す．斜面傾斜角が小さいと－ 102 －き，四角錐成形品の本来平面であるべき斜面部の中央に隆起が確認でき，成形品形状が製品形状，すなわち工具経路

図 7 A5083 板材の工具加熱型局所加熱逐次逆張出し成形における工具内ヒータ温度と限界斜面傾斜角の関係

図 8 A5083 板材の工具加熱型局所加熱逐次逆張出し成形における板材局所加熱温度と限界斜面傾斜角の関係(a) ヒータ温度：室温，(b) ヒータ温度：600℃，工具速度：8mm·s-1，工具速度：8mm·s-1，
斜面傾斜角：42°
斜面傾斜角：28°
図 9 A5083 板材の工具加熱型局所加熱逐次逆張出し成形による四角錐成形品の例の包絡面形状とは大きく異なっていることがわかる．同様の現象は Park ら 9)の報告にも見られ，成形品の形状精度を悪化させる大きな問題である．種々の四角錐成形品における斜面部隆起高さの測定結果を図 10 に示す．この結果より成形品の斜面傾斜角が小さいほど隆起高さが大きいことがわかる．隆起高さの支配的因子は斜面傾斜角であり，局所加熱温度が隆起高さに与える影響は少ないようである．
この隆起による形状不良発生のメカニズムとその対策検討のため，様々な条件における成形実験および有限要素解析ソ
フトウェア LS-DYNA を用いた成形シミュレーションを行った．
図 11 に成形シミュレーションで得られた成形品形状の例を示すが，斜面傾斜角が小さいときの斜面部隆起現象が再現されていることがわかる．これらの検討の結果，(1)斜面中央部と角部付近のひずみ差により斜面中央部には面内圧縮の応力場が生じており，座屈による隆起が生じやすくなっていること，(2)成形工具先端半球部の直径を大きくすると隆起高さが若干小さくなること，(3)工具押込みピッチを小さくすると隆起高さが若干小さくなること，(4)工具経路に斜面部隆起を抑制するような“見込み”を与えると隆起高さを小さくできること，などがわかった．図 12 に見込みを与えた工具経路による四角錐台成形品の隆起抑制のシミュレーション事例を示す．工具経路に隆起形状を反転させたような見込みを与えることである程度隆起が抑制されているが，現状では形状不良を完全に解消することはできていない．形状不良発生メカニズムの解明と形状精度向上のための最適成形条件決定は引き続き検討を要する課題である．

図 10 A5083 板材の工具加熱型局所加熱逐次逆張出し成形における四角錐成形品斜面部の隆起高さ測定結果(a) 斜面傾斜角：43° (b) 斜面傾斜角：30°
図 11 有限要素法による成形シミュレーションによって再現された四角錐成形品斜面部の隆起現象－ 103 －

(a) 隆起抑制のための工具経路見込みの概念図(b) 等高線工具経路に(c) 見込み工具経路による成形品側面図
よる成形品側面図
図 12 工具経路の見込みによる四角錐台成形品（斜面傾斜角：30°）の斜面部隆起抑制シミュレーション
3.5 レーザ援用局所加熱逐次張出しにおける成形性成形目標形状を円錐台形とした AZ31 板材のレーザ援用局
所加熱逐次張出し実験において，斜面傾斜角を 1°刻みで小さくしながら繰り返し成形を行い，破断せずに成形できる最小のを見出した．その結果得られた成形品の例を図 13 に示す．これらは工具速度 480mm·min-1，デフォーカス 25mm で成形されたものである．室温ではほとんど成形できなかった
AZ31 板材も，局所加熱を行うことで成形が可能となり，レーザ出力が高いほど成形性が向上していることがわかる．
図 14 に種々の条件におけるレーザ出力と成形可能な最小の斜面傾斜角の関係を示す．レーザ出力が高いほど，工具速度が遅いほど限界斜面傾斜角 が小さくなり，成形性が向上していることがわかる．またレーザ出力が同じであれば，デフォーカスが小さいほど成形性は良いといえる．
図 15 は図 14 の結果を，図 6 の温度測定データに基づいて板材表面局所加熱温度と成形可能な最小の斜面傾斜角の関係に整理し直したものである．この図から板材表面局所加熱温度が高いほど成形性が向上していることがわかる．温度が同じであれば，工具速度が遅いほど，デフォーカスが大きいほど若干良い成形性を示すが，温度 300℃以下ではそれらの影響はさほど大きくはない．一方，400℃では工具速度の影響が大きく，工具速度が遅い方がデフォーカスによらず成形性が大幅に向上した．300℃以下では成形性向上に及ぼす材料延性の温度依存性の影響が支配的であり，400℃になると材料延性の速度依存性の影響も顕著になるといえる．400℃における延性の速度依存性発現は，図 4 (b)に示した材料特性から説明できる．
成形に要する時間は，例えば斜面傾斜角 48°の円錐台を工具速度 4000mm·min-1，工具押込みピッチ 1mm で成形する
場合は 2 分 30 秒程度であり，短時間で成形可能である．
3.6 レーザ援用局所加熱逐次張出し成形品の残留応力
斜面傾斜角  を 55°に固定し，工具速度 480, 4000mm•
min-1，レーザ出力 110～950W，デフォーカス 25, 50mm の合レーザ出力：0W（室温）
斜面傾斜角：71°

レーザ出力：80W
斜面傾斜角：57°

レーザ出力：110W
斜面傾斜角：52°

レーザ出力：150W
斜面傾斜角：31°

図 13 AZ31 板材のレーザ援用局所加熱逐次張出し成形品の例（工具速度 480mm•min-1，デフォーカス 25mm）

図 14 AZ31 板材のレーザ援用局所加熱逐次張出し成形におけるレーザ出力と限界斜面傾斜角の関係

図 15 AZ31 板材のレーザ援用局所加熱逐次張出し成形における板材局所加熱温度と限界斜面傾斜角の関係－ 104 －図 16 円錐台成形品の斜面部から切り出された帯板小片の曲率変化測定による間接的残留応力評価

工具速度

デフォーカス25mm50mm①②③ ④ ⑤110, 150W 120, 200, 340W

480mm·min-1⑥⑦330, 550Wの高さが重畳して板材の成形限界は大幅に向上し，常温では成形が難しい軽量難成形板材のフレキシブルな成形が可能となる．多くの場合，成形性向上効果は板材表面局所加熱温度と材料延性の温度依存性の関係から説明できるが，レーザ援用局所加熱逐次張出しで高速成形を行う場合には材料延性のひずみ速度依存性も成形性に大きく影響するようになる．
(3) 局所加熱逐次張出し成形においては加熱による変形抵抗低下の効果により成形品の残留応力が大幅に低下する．とくに AZ31 板材のレーザ援用局所加熱逐次張出しでは残留応力がほとんど生じておらず，成形部の形状凍結性は高いと考えられる．
(4) 四角錐（台）成形品の斜面部には局所加熱温度にかかわりなく隆起による形状不良が生じることがある．この現象の対策を含め，成形品の形状精度向上に関しては今後も実験と数値解析により検討を続ける必要がある．
なお，本研究では他にチタン板の成形実験にも着手し，成形性向上メカニズム検討のため A5083 板，AZ31 板の温間引張曲げ・曲げ戻し実験も行っているが，未だ十分な成果が出ていないことと紙面の制約により割愛した．

⑧⑨650, 950W

謝4000mm·min-1

図 17 AZ31 板材のレーザ援用局所加熱逐次張出し成形による円錐台成形品から切り出された帯板小片側面写真
計 9 条件で円錐台成形品を作製した．これらの成形品斜面部から図 16 に示すように幅 2mm，長さ 25mm 程度の帯板をワイヤカットで切り出すと，切り出された帯板は残留応力（厳密には残留曲げモーメント）の解放により反りを生じる．このときの曲率変化 Δによって残留応力レベルを間接的に評価した．
図 17 に 9 条件の成形品から切り出された帯板の側面写真を示す．いずれの帯板もほとんど反りを生じておらず，曲率変化 Δは最大でも 0.0033mm-1 であった．この結果から局所加熱の効果により成形品には残留応力がほとんど生じておらず，成形部の形状凍結性は高いと考えられる．

4. 結び
工具加熱型の局所加熱逐次張出し成形装置およびレーザ援用局所加熱逐次張出し成形装置を用いて軽量難成形材である A5083P-O 板材，AZ31B-O 板材の成形実験を行い，各種条件と成形性の関係を把握するとともに，成形性向上効果や残留応力低減効果，成形品形状精度など種々の成形特性について調査，検討した．主な結論は以下のとおりである．
(1) 所望の温度にて安定した動的局所加熱状態を維持するためには，板材の冷却（入熱量の大きいレーザ加熱の場合）や成形品からの放熱による温度低下（入熱量の小さい工具加熱の場合）を考慮した温度管理が必要となる．
(2) 局所加熱逐次張出し成形においては加熱による材料延性向上効果とインクリメンタルフォーミングが本来持つ成形性辞

本研究は公益財団法人天田財団の平成 23 年度一般研究開発助成（AF-2011030）を受けて行ったものである．なお，研究の一部は広島県産業科学技術研究所プロジェクト「レーザ熱源を利用した高機能難加工材の先端加工システムの研究開発（平成 23～25 年度）」の支援を受けた．ここに記して謝意を表す．また，本研究の遂行にあたりご助言をいただいた広島大学吉田総仁教授，供試材に関してご協力いただいた弓削商船高専（当時）中哲夫教授，レーザ装置に関してご指導・ご協力いただいた広島大学篠崎賢二教授，山本元道准教授，
門井浩太助教，実験遂行に多大な協力をいただいた広島大学大学院生の岩崎大地君，川畑慶太君に謝意を表す．

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