板鍛造品の平面度に及ぼす金型弾性変形の影響
東海国立大学機構 岐阜大学工学部機械工学科
教授 王 志剛（2020 年度 一般研究開発助成 AF-2020009-B2）
キーワード：塑性加工，板鍛造，製品平面度

１．研究の背景と目的

２．実験および FEM シミュレーションの条件

板鍛造技術は中厚板材に深絞りなどの板成形工法と据

２．１

実験

込みや押出しなどの冷間鍛造工法を併用し，切削仕上げと

図 2 は平板圧縮加工における工具とセンサの配置を示

同程度の形状および肉厚精度をもつ製品の製造技術としす．ダイのストロークはダイプレートに取り付けた分解能て，国内では広く使われており，海外のキャッチアップも0.1 μm の二つの接触式変位計で測定する．負荷および除荷

活 発 で あ る 1) ． 国 際 冷 間 鍛 造 グ ル ー プ の 年 次 大 会

中の平板の直径の変化は，板厚方向の中央面内に 90°おICFG2014，ICFG2016 および ICFG2017 では板鍛造が中心きに配置した４つのレーザー変位計で計測する．レーザー的なトピックスとして扱われ，欧州や中国からの論文の数

変位計の繰返し測定精度は 4.0 μm である．

が増えている 2)-4)．

実験は 1000 kN の万能材料試験機で行った．圧縮荷重の板鍛造に適した製品形状は，シャープエッジ，半抜き部位をもつ平面形状，絞り品をベースとするカップ形状な

負荷速度は 4.17 kN/s とし，除荷は手動モードで 1.1 μm/sで行った．

どを挙げられ，精密せん断品を除けば，ほとんどカップ形状である 5)．複雑な形状を成形しようとすると，大きな材料流動を発生させる必要があり，工具圧力が過大となりや
すい 6)．この課題に対して，著者は金属切削の変形モードを鍛造加工に適用し，被加工材の塑性係数の約 30％程度の工具平均圧力で成形できる切削鍛造法を提案した 7)．切削鍛造法は，被加工材の一部を低い鍛造荷重で自由に移動させ，従来法では成形不可能な形状や大型部品の成形が可

図2

実験用ダイセット能となるなど，据込み，押出しに次ぐ鍛造の第三の基本工法となり得る加工法である．

表 1 に実験条件を示す．被加工材は板厚 0.975 mm の工

一方，切削仕上げと同程度の形状精度をもつ製品を得よ

業用純アルミニウム A1100-24 圧延板材を用いた．その変うとすると，金型の設計にも相当な工夫が必要である．平形抵抗は Y = 156(ε+0.002)0.04 MPa である．圧延板から直径板圧縮加工を例にすると，板面寸法と板厚の比率が大きい

23.4 mm の円形ブランクを切り出して，供試材とした．ダため，平らな工具は図 1(a)のように弾性変形し，平坦度のイは高速度工具鋼 HAP72 (HRC=68)で作製し，その表面に高い製品を得るには金型表面にクラウンを設ける必要が厚さ 3.0 μm，表面粗さ 0.14 μmRz の DLC コーティングをある．必要となる金型クラウンの形状は一般的には圧縮加施した．圧縮加工は無潤滑で行った．

工下死点における金型変形の反転形状(図 1(b))が想定され圧縮加工後の板厚は以下の手順で測定した．圧縮された

る．しかし，反転形状のクラウンを金型表面に付与しても板をゲージブロックで挟み，樹脂で焼き固めた後に垂直に製品の平面度が想定通りに良くならない場合があり，反転切断した．切断面を研磨した後，レーザー顕微鏡で板厚をクラウンを大きく修正し，最適なクラウン形状を求める必測定した．

要がある．
本研究は，平板圧縮加工を対象に，負荷および除荷における被加工材および金型の変形挙動を調べ，最適なクラウン形状の求め方を提示することを目的とする．

(a)負荷による金型の変形
図1(b) 反転クラウン

加工終端の金型表面形状と反転クラウン

表1

実験条件

２．２

シミュレーション

荷率で表現した．et = 5%の場合，全領域にわたって板厚が増加するが，図 6(b)に示すように，et = 10%の場合には板端付近を除き，幅広い領域において除荷によって板厚が減材は弾塑性体とし，変形抵抗は Y = 156(ε+0.002)0.04 MPa と少する．

した．ダイはヤング率 230GPa の弾性体とし，剛体のダイ1.04

ホルダーで一定の速度で圧下される．摩擦モデルは著者が提案した摩擦法則 8)とし，摩擦係数は 0.15 とした．メッシ
ュサイズは板材では 0.02-0.04 mm の正方形とし，ダイでは接触領域付近で 0.05-0.06 mm とした．

板厚 t / t0

図 3 に FEM シミュレーションモデルを示す．FEM シミュレーションは商用解析コード DEFORM2D を用いた．板

1.000.96

除荷率 0%
除荷率 100%

0.920.0

板厚 t / t01.00

図3

解析 et = 5 %FEM 解析モデル

0.51.0中心からの距離 r / r0(a) et = 5%

解析 et = 10 %0.960.920.880.0

除荷率 0%
除荷率 100%0.51.0
中心からの距離 r / r0

1.5(b) et = 10%

３．シミュレーションの結果
３．１1.5

図6

負荷時の変形挙動

除荷による板厚の変化

図 4 に負荷における接触圧力の分布を示す．板端での板厚減少率 et の増加に伴い，圧力のピークは板材の中心部に除荷における板厚減少の原因を究明するため，除荷における板材およびダイの速度分布を調べた．図 7 に示すよう移動し，その値も増加する．
図 5 に負荷時の板材およびダイにおける速度分布を示に，et = 5%では，除荷率 10%でダイの速度は中心部およびす．接触圧力の最大値の位置において，板材の分流が発生

板端付近で上向きとなっているが，分流点付近の領域ではする．ダイの圧下速度は分流点の外側では内側より大きい．

下向きのままである．除荷率の増加に伴い，速度が上向き

この差異はダイの弾性変形によるもので，内側への材料流の領域が拡がり，除荷率が 30%に達すると，全領域にわたれを引き起す．圧縮の進行に伴い，内側流れが次第に弱まりダイの速度が上向きとなっている．et = 10%では，除荷り，et = 10%で消滅する．

開始とともに，ダイ速度は板端付近では上向きとなったも負荷中の面圧 p MPaのの，接触領域の大半において下向きのままで，ダイ表面
2000
解析
et = 10%et = 8%et = 6%1000

Y = 156(e +0.002)0.04 MPa
EB = 70 GPa, ED = 230 GPa

は板材を押し続ける．除荷率が 40%に達すると，ダイ速度は全領域にわたって上向きとなっている．

m = 0.15, d0 / t0 = 24
最大値

et = 4%et = 2%00.00.5
1.0
中心からの距離 r / r0

図41.5

負荷における接触圧力の分布(a) et = 5%

図5３．２

下死点における速度分布

除荷時の変形挙動

図 6 に除荷による板厚の変化を示す．除荷過程は除荷開始点からのストロークを除荷の全ストロークで除した除(b) et = 10%
図7除荷過程における速度変化

図 8 に除荷におけるダイ表面の輪郭線の変化を示す．et

図 10 に除荷による板中心部の板厚の変化を示す．et の= 5%では，分流点付近のダイ表面は除荷率 20%において増加に伴い，板中心における板厚は et = 8%で増加から減も負荷ストロークの下死点よりも若干下に位置しており，少に転じ，et が 8%より小さい場合は，除荷による板中心除荷による僅かな圧縮変形が生じる．図 8(b)に示すように，部での圧縮の追加がなく，弾性回復による板厚の増加が

et = 10%において除荷による付加変形は接触の大半の領域et の増加とともに大きくなる．et が十分に大きくなると，において発生し，中心付近のダイ表面は除荷率 100%にお除荷による板中心部での圧縮付加が弾性回復よりも大きいても負荷ストロークの下死点よりも下に位置している．

くなり，除荷による板厚減少がみられるようになる．
除荷による圧縮の付加は板直径の増加を引き起す可能

1.00
0.95 解析は僅かに増加するが，et = 10%ではその増加量は明確とな

et = 5 %0.850.0っている．

接触端0.40.8
中心からの距離 r / r0

1.2(a) et = 5%
1.00

解析

y / (t0 / 2)0.95

除荷による板厚変化 mm

除荷率0%
20 %
100%

0.90

6
解析
0-6

中心
05

et = 10 %

除荷率0.900%
20 %
100%

0.850.0

図 10
接触端0.40.8中心からの距離 r / r01.2(b) et = 10%
図8除荷過程におけるダイ表面輪郭の変化

除荷中の直径変化 d / d0y / (t0 / 2)性がある．図 11 に見られるように，板の直径は et = 5%で

図 9 に除荷による板厚方向の塑性ひずみの付加状況を示す．負荷ストローク下死点における弾性ひずみも付記している．除荷による塑性ひずみの付加量は et = 5%では下1.050

1015端部の板厚減少 et %20除荷による中心部板厚の変化

除荷解析1.025
et = 5 %除荷

et = 10 %1.0000.00

図 110.020.04
ダイ変位 u / t00.060.08

除荷による板直径の変化（シミュレーション）

死点での弾性ひずみより小さく，et = 10%では接触領域の0.015

４．実験結果0.015
除荷率 = 0 %における弾性ひずみ
表面
中心0.0000.000
塑性ひずみ増分
除荷率 20%40%
表面中心-0.015-0.0300.0100%-0.015

図 12 に負荷および除荷における板直径の変化を示す．

et = 10 %

除荷率 = 0%における弾性ひずみ
表面中心0.000-0.015-0.0300.00.000
塑性ひずみ増分
除荷率 20%40%
表面中心100%0.51.0
中心からの距離 r / r0(b) et = 10%
図9シミュレーションはよく合っている．また，図 13 に示す

除荷による塑性ひずみの付与

1.040.015-0.015-0.0301.5

板厚方向弾性ひずみ e et

除荷中の板厚方向塑性ひずみ増分
De pt

解析

ション値よりもやや大きくなっている．全体的には実験と結果とよく一致している．

(a) et = 5%0.015

はやや緩やかであるが，除荷における実測値はシミュレー

ように，圧縮加工後の板厚の実測値はシミュレーションの-0.030
1.50.51.0
中心からの距離 r / r0

負荷における直径の増加はシミュレーションよりも実験

実験値 et = 8.2 %直径 d / d0

解析
et = 5 %板厚方向弾性ひずみ e te

除荷中の板厚方向塑性ひずみ増分
De tp

大半において下死点の弾性ひずみよりも大きい．

1.02
解析
負荷除荷1.000.00

図 120.020.04
ダイ変位 u / t00.06

除荷における板直径変化の実測値

0.08板厚 t / t0

1.00

厚の最大差異は反転クラウンでは 5 μm で，最適クラウン解析の 2 μm と僅差となっている．

除荷率 = 0%除荷率 = 100%

0.97

板鍛造において，被加工材の板厚のばらつきをなくすために，板厚減少率の小さい圧縮加工が多用されるが，反転0.94 et = 8.2 %クラウンのダイでは，板の平面度が保てないことに留意す

実験値

0.91
0.00.51.0
中心からの距離 r / r01.00

圧縮加工後の板厚５．考察
５．１る必要がある．

板厚 t / t0図 131.5

摩擦および板材寸法の影響

解析 et = 5 %平圧盤
反転クラウン
最適クラウン

0.980.96

図 10 に示すように，板厚減少率の増加に伴い，除荷に0.940.0

よって板厚が増加から減少に転じる．この転換点における0.51.0
中心からの距離 r / r0

板端での板厚減少率を etcr と表記する．

1.5(a) et = 5%

表 2 に etcr に及ぼす摩擦係数 μ および板材直径と板厚の比率 d0/t0 の影響を示す．etcr は et ≤ 20%の範囲において調べ1.0020%以上であることを示す．摩擦係数 μ と d0/t0 が大きいほ0.98

板厚 t / t0た．表中の「-」は当該条件における etcr は調査範囲外のど etcr は小さくなる．
表2etcr に及ぼす摩擦係数 μ の影響

解析 et = 10 %平圧盤
反転クラウン
最適クラウン

0.960.900.880.00.51.0
中心からの距離 r / r01.5(b) et = 10%
図 15

圧縮加工後の板厚分布に及ぼすダイクラウンの影響
図 14 に除荷による板直径の増加と負荷時の摩擦丘の関係を示す．pc は中心部の圧力で，pe は板端での圧力である．
d0/t0 の増加に伴い，負荷時の摩擦丘が急峻になっていき，除荷における板材直径の増加も顕著になる．

60.4

Dd / d0 5
pc / pe0.20.010

図 1415d0 / t020807

解析

ダイ形状 mm

解析 et = 10 %, t0 = 0.975 mm

では僅かである．

pc / peDd / d0 %0.6

図 16 にダイクラウンのプロファイルを示す．反転クラウンと最適クラウンの差は et = 5%では大きいが，et = 10%

反転クラウン
最適クラウン40

et = 5 %

板端部

00.00

4250.250.500.75
中心からの距離 R / R01.00(a) et = 5%除荷における板直径の増加量と負荷時の摩擦丘との関係
80

ダイクラウンの効果

図 15 に板厚の分布に及ぼすダイクラウンの影響を示す．
反転クラウンは負荷ストローク下死点における平面ダイの表面プロファイルの反転形状であり，最適クラウンは反転クラウンダイで得られた板表面プロファイルの反転形

解析

ダイ形状 mm５．２40

反転クラウン
最適クラウンet = 10 %板端部
00.00状を反転クラウン形状に足したものである．et = 5%の場合，0.500.75
中心からの距離 R / R0(b) et = 10%

板厚の最大差異は反転クラウンでは 27 μm で，最適クラウンでは 3 μm となっている．一方，et = 10%においては，板0.25

図 16

反転クラウンと最適クラウンの形状差

1.00

６．結言

参考文献

平板圧縮加工におけるダイクラウンの最適化を図るために，DLC コーティングしたダイを用いて，アルミニウ
ム板材の圧縮変形挙動を実験と FEM シミュレーションの両面で調べた．
(1)

(2)

塑性と加工，51-594(2010), 642-646.
2） M. Merklein, et. al.: Plastic flow and its control insheet-bulk metal forming of thin-walled functional

負荷による板厚減少率の増加に伴い，除荷による板

components, Annals of the CIRP, 64(2015), 245-248.

厚の変化は増加から減少に転じ，除荷による塑性ひ3） T. Schiemann, et. al.: Mechanisms of fold formation during

ずみの付加が顕著となる．

flange除荷による塑性ひずみの付加は，除荷時の圧縮円板

Proceedings, 1532(2013), 284-290.の直径増加を実測することで実証された．
(3)

1） 西野創一郎ほか：プレス加工による板鍛造成形技術，負荷による板厚減少率の小さい場合においては，反転クラウンと最適クラウンの形状差異が大きい．

upsettingoftubularparts,

AIP conference4） X.Y. Wang, et. al.: Stamping-forging hybrid forming ofdouble layer cup with different wall thicknesses, Materials
research innovations, 15(2011), S435-S438.
5） 中野隆志：板成形と鍛造の複合技術，塑性と加工，

謝 辞
本研究の遂行にあたり，公益財団法人天田財団の 2020年度の研究開発助成をいただいた．ここに記して深く感謝

42-484(2001)，388-392．
6） 王志剛：板鍛造の技術要点，精密工学会誌，80-12（2014），1049-1052.の意を表します．また，実験の遂行に岐阜大学助教箱山智7） Z.G. Wang, et. al.: Annals of the CIRP, 68 (2019), 273-276.

之氏，名城大学吉川泰晴氏の協力をいただいた．

8） Z.G. Wang, et. al.: Annals of the CIRP, 63 (2014), 277-280.