市販マグネシウム合金板の冷間プレス成形法の開発
豊橋技術科学大学 機械工学系教授 森謙一郎
（平成 20 年度重点研究開発助成 AF-2008002）
キーワード：市販マグネシウム合金板，冷間プレス成形，2 段加工

1. 緒

言

製造されている．市販マグネシウム合金板は圧延によるマグネシウム合金は大きな比強度を有し，携帯電話，強加工を受けて延性が低いため，焼なまし処理によってパソコン，カメラ，自動車などに広く応用されつつある．

成形性を向上させた．焼なまし処理は大気雰囲気で行い，マグネシウム合金部品は主にダイカスト，チクソモール

マグネシウム板が酸化されて延性が低下するのを防止すディングで成形されているが，生産性向上，薄肉化，高るため，マグネシウム板を鋼板ではさんでアルミホイル強度化などの観点から板材プレス成形の適用が望まれてを巻いて密閉した．温度は 350˚C～550˚C であり，保持時いる1)．マグネシウム合金板材の供給体制も整備されつつあり，プレス成形の環境が整ってきている 2)．

間は 1h である．
焼なましされた板材の引張試験における全伸び，最小マグネシウム合金では，常温においてすべり系が少な断面積の減少率である絞りと焼なまし温度の関係を Fig.

いため延性は低く，曲げのような変形が小さい加工では1 に示す．焼なましを行うことにより全伸びおよび絞り冷間成形が行われているが，深絞り，張出しのような変は向上しているが，焼なまし温度による影響は少ない．

形が大きな加工は困難とされている．マグネシウム合金ため，深絞り加工の適用が望まれる．マグネシウム合金

25は 200～300ºC 程度に加熱すると成形性が大きく向上するため，深絞り加工は一般に温間で行われている 3～7)．
温間深絞り加工は成形限界を大幅に向上させるが，加熱装置を金型に組み込むために成形装置が複雑になる．
市販マグネシウム合金板では，冷間深絞り加工の限界絞り比は 1.3～1.5 程度と低いことが報告されている 8)．
筆者ら

9)は市販マグネシウム合金板に高温焼なましを行うことによって，冷間深絞り加工が可能であることを示した．しかしながら，小さな肩半径のパンチで冷間深絞り加工を行うと，変形が集中して破断を生じるため，小さな角半径を有する容器を成形することは難しい．マグ

Reduction of area

20Elongation
As-received, reduction of area

15As-received, elongation

30252015101055

Reduction of area /%30Elongation /%では，パソコン，カメラなどの筐体としての用途が多い

0300

0350
400
450
500
550
600
Annealing temperature T /ºCFig. 1 Variations in elongation and reduction of area withannealing temperature obtained from tensile test ofAZ31 magnesium alloy sheet

ネシウム合金は電子・電気機器のケースとして用途が多いため，角筒容器の成形が望まれるが，小さな角半径のAZ31 マグネシウム合金板における結晶粒径および硬さと焼なまし温度の関係を Fig. 2 に示す．焼なまし温度

本研究では，小さな角半径を有するマグネシウム合金の増加とともに硬さは少し減少しており，結晶粒径は大容器の冷間 2 段プレス成形法を開発した．この方法では，30形された容器の側壁を押すことによって角半径を小さくする．2 段プレス成形によって円筒および角筒容器を成形した．

2.

マグネシウム合金容器の冷間 2 段プレス成形
法

2・1

Grain diameter /μm

1 段目に大きな肩半径のパンチで深絞り加工を行い，成焼なまし条件

板厚 0.5mm の市販 AZ31 マグネシウム合金板(大阪富士工業㈱製)を実験材料として用いた．AZ31 はアルミニウ
ムを約 3％，亜鉛を約 1％含んでおり，延性，加工性に優れており，マグネシウム合金板材としては最も一般的に25As-received, hardness
Hardness

20151050300

80706050

Grain diameter

403020Hardness /HV0.01

角筒容器を冷間深絞り加工することは困難である．

100350400450500550 600Annealing temperature T /ºC
Fig. 2 Variations in grain diameter and hardness withannealing temperature for AZ31 magnesium alloy sheet－ 20 －

きく増加している．焼なましを行っていない板材では強小さな角半径を有するマグネシウム合金容器を成形加工を受けており，結晶粒は非常にばらついており，粒するために，Fig. 5 に示すような 2 段プレス成形法を開発した．1 段目において，5mm の大きな肩半径のパンチ径を求めるのは困難であった．
限界絞り比と焼なまし温度の関係を Fig. 3 に示す．

を用いて深絞り加工を行って容器を得る．肩半径が大き2mm のパンチ肩半径の結果を示しているが，比較のためいため，変形が集中しなく，絞ることができる．次に 2500˚C, 5mm の結果も示した．焼なましを行わないものは，段目において，成形された容器をコンテナ内に入れ，ス絞り比 1.32 においても割れが発生したが，焼なましを行プリングを付けた内側パンチによって容器底部を拘束しうことによって限界絞り比は向上した．焼なまし温度とた状態で，段付き外側パンチで容器側壁上端部を押下げともに限界絞り比は増加し，500ºC で最大値を示しておることによって底角半径を小さくする．2 段目では圧縮り，500ºC を越えると表面の酸化が著しくなった．以下

応力下で成形を行うことによって，割れの発生を抑制すの実験では，500˚C の高温焼なましされた板材を用いた．

る．

Limiting drawing ratio

1.8
1.6

3.

r=5mm
r=2mm

冷間 2 段成形結果

市販有限要素法ソフト ABAQUS を使用して 2 段プレス成形をシミュレーションし，2 段目成形の変形形状の1.4計算結果を Fig. 6 に示す．ここで，s は 2 段目における外側パンチのストロークである．ストローク s が増加す

1.2

るとともに側壁部が押し込まれて底角半径が減少しており，s=2.6mm において容器の底角半径が大幅に小さくな

1300

350
400 450500
550 600
Annealing temperature T /ºC
Fig. 3 Relationship between limiting drawing ratio andannealing temperature
2・2

円筒容器の冷間 2 段プレス成形

3・1っている．
Inner Outerpunch punch

2 段成形法

Fig. 4 に示すようにパンチ肩半径が 1mm のように小さな底角半径を持つ容器を成形するのは容易ではない．小3kN

さな肩半径のパンチを用いると，変形が容器の底角部に(a) s=0mm集中して破断を生じる．

Fig. 6(b) s=1.5mm(c) s=2.6mm

Deforming shape of cup in 2nd stage calculated fromfinite element simulation
Fracture

側壁高さおよび底角半径と 2 段目ストロークの関係をFig. 7 に示す．2 段目ストロークともに，側壁は圧縮されて底角半径は減少しているが，s=2.8mm では圧縮が過度になって底角部に割れが発生している．

R4

φ18.6
R5Blankholder

φ20.0

Inner Outerpunch punch
φ19.8
φ18.8
φ10.0

DieSide height8Corner radius

4(a) 1st stage(b) 2nd stage
2-stages stamping for forming magnesium alloy cup

having small corner radius－ 21 －Fracture
limit

65
43Fracture

2Fig. 7

CalculatedExperimental

60Container

Fig. 5

102

Corner radius /mm

Punch

Side height /mm

Fig. 4 Fracture in drawn cup with punch having cornerradius of 1mm

1011.522.5 2.8 3
Stroke in 2nd stage s /mm
Variations in side height and corner radius with
0.5stroke in 2nd stage

s=2.6mm における成形実験から得られた 1,2 段後の容深絞り加工で最大になる側壁上端の板厚を基準にしてい器断面を Fig. 8 に示す．底角半径は 1 段目成形後に 5.0mm

る．しごき率 r=20%では加工が行えているが，r=25%であったが，2 段目では s=2.6mm において 1.1mm にまでは側壁端部に割れが生じており，限界しごき率は 20%に減少している．

なった．
2 段成形された円筒容器の断面を Fig. 11 に示す．
r=20%のしごき加工を加えると，側壁高さが Fig. 8 に示す 7.2mm から 8.4mm に増加できた．

φ18.9

φ18.9.
R11(a) 1st stage(b) 2nd stage
Cross-sections of cup obtained from experiment forFig. 8.0R510.0.1

φ18.98.4

R1.0R57.29.4

φ18.9

s=2.6mms=2.6mm における成形実験から得られた 1,2 段目の容(a) 1st stage(b) 2nd stage
Fig. 11 Cross-sections of cup obtained from experiment withironing in 1st stage

器の板厚ひずみおよび硬さ分布を Fig. 9 に示す． ここで，横軸は容器中央からの距離であり，2 段目底角部を破線で示し，右端は側壁上端になる．2 段目成形前後で板厚r=20%における成形された円筒容器の板厚ひずみと硬ひずみおよび硬さ分布はあまり変化していなく，2 段目さ分布を Fig. 12 に示す．1 段目では深絞り加工によってでは底角半径を小さくするために，容器側壁が押されて角部で板厚が小さくなっているが，2 段目の圧縮加工において，板厚が少し回復している．Fig. 9 に示すしごき底角部だけが変形している．

加工なしの結果と比較して，しごき加工を加えることに1000.10Thickness strain

60-0.1
Corner in
2nd stage-0.2-0.30Fig. 9

1st stage
2nd stage

40200.20468 10 12 14 16
Distance from center /mm
Distributions of thickness strain and hardness of cup
2

外側パンチで容器側壁上端部を押下げるために，容器0形された円筒容器を Fig. 10 に示す．しごき率は１段目のThickness strain

60-0.1

Fig. 12Corner in
2nd stage

1st stage2nd stage

40200468 10 12 14 16
Distance from center /mm
Distributions of thickness strain and hardness of02

cup obtained from experiment with ironing in 1st stage

高さは小さくなる．容器高さを増加するために，1 段目においてしごき加工を加えた．しごき率を変化させて成

80

0.1

-0.3

しごき加工の適用

Hardness-0.2

obtained from experiment for s=2.6mm
3・21000.3

Hardness /HV0.01

80
Hardness

Thickness strain

Thickness strain

0.2

よって側壁上部の板厚増加は抑制されている．2 段目では，底角部付近を除いて硬さはほとんど変化しない．

Hardness /HV0.010.3

4.

角筒容器の冷間 2 段プレス成形

4・1

角筒容器の成形

マグネシウム合金板の冷間 2 段角筒成形を行い，その工具とブランクを Fig. 13 に示す．正方形板材角部のカット形状を変化させて深絞り加工を行い，容器高さが均一に近いブランク形状を採用した．
Fracture(a) r=20%
Fig. 10(b) r=25%

Ironed cups in 1st stage－ 22 －.
R8
13 .4

27

□19.5Punch

R

□18.9

Punch

Fig. 16

R4

□18.8

R4

Blank
holderOuter Inner
punch punchDie□20.0(a) 1st stage(b) 2nd stage
Opposite side cross-sections of formed square cup

by 2-stages stamping

□19.8
□18.8
□10.0

4・2

ゴムパンチの適用

底角半径および側壁角半径をさらに減少させるため

Container

Fig. 13.6
R03.5

18.8.7
R35.2Blank(a) 1st stage(b) 2nd stage
2-stages stamping of square cup having small

corner radiusに，Fig. 17 に示すように 2 段目においてスチールパンチの下部にウレタンゴムパンチを挿入して成形を行った．
スチールパンチによる 2 段目成形では，容器角部に圧力が作用しないため，変形するゴムパンチを用いて角部に1 段目において絞り比を変化させて成形された角筒容も圧力を作用させた．

器を Fig. 14 に示す．絞り比 1.44 では加工が行えている

Steelpunch□19.8

が，1.49 では側壁端部に割れが生じており，限界絞り比

Rubberpunch

は 1.44 になり，絞り比 1.44 に対して 2 段成形を行った．

□19.0

ContainerFracture

Fig. 17

Use of rubber punch in 2nd stage of 2-stages

stamping of square cup(a) Drawing ratio 1.44(b) Drawing ratio 1.49
Fig. 14 Drawn square cups in 1st stage for different
drawing ratios

ゴムパンチによって 2 段成形された角筒容器の対辺方
向断面と上面を Fig. 18 に示す．スチールパンチの結果と比較して，底角半径は Fig. 16 (b)の R0.6 から R0.3 に，側2 段成形された角筒容器を Fig. 15 に示す．2 段目において圧縮加工を行うことによって角半径を小さくするだ

壁角半径は Fig. 15 の右図の R1.7 から R0.3 にそれぞれ減少させることができた．

圧縮されて均一になっている．ノートパソコン，携帯電R0.3

けでなく，1 段目で不均一であった側壁高さは 2 段目で□18.9

3.8.3

ような筐体に十分適用できる．

R0話の筐体は比較的浅いため，成形された角筒容器はこのR1.7(a) Opposite side cross-section(b) Top section
Fig. 18 Opposite side cross-section and top section offormed square cup with rubber punch
スチールパンチとゴムパンチによって 2 段成形された
角筒容器の対辺方向断面の板厚ひずみと硬さ分布を Fig.

Fig. 15

Formed square cup with small corner radius by

2-stages stamping

19 に示す．スチールパンチの板厚は底角部で大きくなっているが，ゴムパンチでは底角部の急激な板厚増加は抑制されている．ゴムパンチとスチールパンチの硬さは同2 段成形された角筒容器の対辺方向断面を Fig. 16 に示様な分布を示している．

す．底角半径の小さな角筒容器が成形されている．

－ 23 －0.2Hardness

600.10Thickness strain-0.1

Steel punch
Rubber punch

40Cornerin 2nd20stageHardness /HV0.01

Thickness strain

8002468 10 12 14Distance from center /mm
Distributions of thickness strain and hardness of-0.20Fig. 19

opposite side cross-sections of formed square cups withに，容器底部がゴムパンチの突起によってダイスの溝部に張出されて凸型ビードが形成される．ゴムパンチの張出しと鋼パンチの容器端部の圧縮によって容器の変形の集中を緩和して割れを防止する．
角筒容器の冷間底部ビード成形条件を Fig. 22 に示す．
コンテナ底部の凹形状の幅は 5mm であり，空隙への充満率を向上させるためにゴムパンチの凸部の幅 w と高さh を変化させた．ゴムパンチはシェア硬さ A90 のウレタン製，潤滑剤は二硫化モリブデン，パンチ速度は10mm/min である．比較のために，ゴムパンチの代わりに凸型鋼パンチによってもビードを成形した．

steel and rubber punches□19.8

スチールパンチとゴムパンチによって 2 段成形された部では，材料が十分に張出されていない．今回の実験でするため形状を最適化することによって対角方向底角部

Rubber punch

131

Cup57

は直方体のゴムパンチを使用したが，ゴムパンチは変形

Punch
R1

角筒容器の対角方向断面を Fig. 20 に示す．対角方向底角

Punch
□18.8

Grooved die
20(a) Beading

R1に高い圧力を作用させてこの部分を張出させることがでGrooved die20
□ 19

1 5

3.5きると思われる．

w =5, 6, 7mm

R25

h =1.5, 2.0, 2.5mm(b) Rubber punch(c) Steel convex punchFig. 22 Conditions of beading for AZ31.6R0.6R0(a) Steel punch(b) Rubber punch
Opposite angle cross-sections of formed square

Fig. 20cups with steel and rubber punches

R4.5

底部ビードを有する角筒容器の冷間成形
5.5

5.

5・2 冷間底部ビードの成形結果
w=5mm，h=1.5mm における冷間ビード成形された容器を Fig. 23 に示す．ストローク s の増加とともに底部のビードが高くなっている．s=2.5mm に達すると容器内側のビード端部でクラックが生じている．

5・1 ゴム圧による冷間底部ビード成形方法
容器の剛性を向上させるために，角筒容器の底部に凸形状のビードを成形した．まず，割れを防止するために角部半径の大きなパンチで割れ発生を防止して角筒容器を成形する．つぎに，Fig. 21 に示すようなゴムパンチと溝付きダイスを用いて，角筒容器の底部ビードを成形するとともに底角部の半径を小さくする．コンテナに入れられた容器の端部が鋼パンチによって圧縮されるととも19.2A-A’A5mm

A’(b) s=2.0mm(a) Before
1mm

Steel punch
Rubberpunch

Large
Cup

Grooved dieCompressionSm
al lCracks

Bead(c) s=2.4mm(c) Formed(b) Bulging(a) Initial
Fig. 21 Forming of square cup having bottom bead using
rubber punch(d) s=2.5mm, insideFig. 23
Square cups after beading for w=5mm andh=1.5mm－ 24 －4.93.9

rc=1.37mm
5.4h=1.5mm における限界充満率とゴム凸部の幅の関係をFig. 24 に示す．限界充満率は，クラックの生じない最大ストロークにおいて得られた容器凸部体積に対するコンテナ凹部容積の比である．凸部の幅 w=5mm では小さいが 6mm と 7mm ではほぼ同じである．

A-A’5mm

Filling volume ratio of bead anddie groove cavity Vc/Vb /%

A1mm

A’100
Cup
80

Cracks60(a) Rubber punch, s=3mm (b) Steel convex punch, s=0.9mm

Vc

Fig. 2640200567Convex width of rubber w /mm

VbCavity
Die groove

Fig. 24 Relationship between filling volume ratio andconvex width of rubber for h=1.5mm
w=6mm，限界ストロークにおける容器中央部の角部半径 rc におよぼすゴムパンチの凸部高さ h の影響を Fig. 25に示す．角部半径は h=2.0mm 以上では一定となっている
ために h=2.0mm を採用した．

6.

Square cups after beading by optimum rubber andsteel punches for w=6mm and h=2.0mm

結言

小さな角半径を有するマグネシウム合金容器の冷間 2段プレス成形法を開発し，以下の知見を得た．
1) 1 段目に大きな肩半径のパンチで深絞り加工を行い，成形された容器側壁を押すことによって角半径が小さい容器を成形できた．
2) 円筒容器において，1 段目にしごき加工を加えることによって，容器高さを増加させた．
3) 角筒容器において，2 段目成形においてゴムパンチを2.0用いることによって，底角半径および側壁角半径を減40.40Fig. 25

1.52.02.5
Convex height of rubber h /mm3214) 成形された角筒容器はノートパソコン，携帯電話の筐Stroke limit /mm

Stroke limit

0.8

Corner radius

1.2rc

Corner radius rc /mm

少させた．
1.6体のような比較的浅い容器に十分適用できる．
5) ゴムパンチと溝付きダイスによって，角筒容器の底部にビードを成形することができた．

謝辞

本研究は，天田金属加工機械技術振興財団による平成20 年度研究助成金(AF-2008002)によるものであり，財団に感謝いたします．

0Effect of convex height of rubber on corner radius
for w=6mm and stroke limit

参考文献1) 林央：プレス技術, 43-7 (2005), 18-26.
最適なゴム凸部の幅と高さを用いた底部ビード成形と鋼製のパンチにより成形された容器を Fig. 26 に示す．
鋼パンチでは容器凸部にクラックが発生しているが，最適なゴムパンチによるビード成形では欠陥なく成形されている．また，角部半径 rc は，4.5mm から 1.37mm に減少することができ，角部の半径を小さくできて底部に凸形ビードを有する AZ31 角筒容器が成形できた．容器に耳がわずかに発生しているが，ブランク形状を修正することによって防止できると考えられる．

2) 小原久：同上, 45-10 (2007), 23-27.
3) 相田収平・田辺寛・須貝裕之・高野格・大貫秀樹・
小林勝：軽金属, 50-9 (2000), 456-461.
4) 戸澤康壽：同上, 51-10 (2001), 492-497.
5) 佐藤雅彦：塑性と加工，48-556 (2007), 373-378.
6) 岩崎源・坂部裕司：同上，48-556 (2007), 384-389.
7) 久野拓律：プレス技術, 45-10 (2007), 40-45.
8) 日本塑性加工学会編：マグネシウム加工技術, (2004),
109-119，コロナ社.
9) 森謙一郎・辻浩和：塑性と加工，48-552 (2007), 41-45－ 25 －