鍛造加工におけるねじりモーション付加による塑性流動の制御と歯車成形への応用
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（ 2019 年 度 一 般 研 究 開 発 助 成 AF-2019007-B2）

キーワード：鍛造，ねじり，塑性流動，歯車

１．研究の目的と背景
冷間鍛造による歯車成形では後工程の簡略・省略を実現するために，ネットシェイプ，ニアネットシェイプ化が取り組まれている．例えば，軽量・小型化の観点からヘリカルギヤの需要が急増しているが，ねじれ角が大きいと加工圧力の上昇や塑性変形量の増大により歯形部の加工精度や寸法精度が低下しがちである．そのため，加工圧力の低減や塑性流動の制御が課題であり，例えば，分流鍛造法 1)，コンテナ駆動閉塞鍛造法 2)やサーボプレスによるスライド速度制御鍛造法 3)が提案されている．それぞれの手法に

図1

ねじりモーション付加鍛造試験機の外観と構成

2.2

有限要素解析条件

おいて塑性流動の方向，摩擦の方向および被加工材の温度分布が制御され，歯形部の塑性流動が制御されている．
一方，筆者らは鍛造加工中に主加工軸まわりのねじりを加工実験に加えて，市販有限要素解析ソフトウェア付加するねじりモーション付加鍛造加工法の開発に取りSimufact Forming ver.15.0 および 16.0 を使用して，被加工組んでいる．これまでに据込み鍛造や後方押出し鍛造にお材の弾塑性変形および温度変化を 3 次元にて計算した．被いて，軸方向荷重の低減 4),5)，成形部の表面性状の向上 6)，加工材の物性値は Simufact Forming に内蔵の材料データベ

せん断ひずみの導入領域の拡大 7),8)を報告している．これースを使用した．流動応力－ひずみ曲線は等方硬化を仮定

らにおいて回転・ねじり方向は主加工方向とは異なる方向し，ひずみ，ひずみ速度，温度依存性を考慮し，ヤング率，であるため，塑性流動の方向を変化させられる可能性があ

熱伝導率，比熱は温度依存性を考慮した．

る．また現状の一般的なサーボプレスは主加工軸まわりの一方，金型－被加工材間の摩擦は摩擦係数 = 0.1 ある

回転付加機構は有しない．しかしながら，一部の油圧プレいはせん断摩擦係数 m = 0.2 とした．また金型－被加工材

スや材料試験機ではスライド回転機構を有し，回転・ねじ間の熱伝達率，大気－被加工材間の熱伝達率は，被加工材りモーションが新たなスライドモーション制御として発の温度実測値と有限要素シミュレーションによる温度計展する可能性もある．

算値を比較して，それぞれ 5000W·m-2·K-1，50W·m-2·K-1 と本研究では，ねじりモーション付加鍛造加工法について，した．

主加工軸まわりの回転・ねじり付加により塑性流動を変化させることに取り組む．歯車成形での歯形部への塑性流動2.3に応用し，歯形部への素材の充満を促進させることを目指

図 2 に側方押出し鍛造の金型構成およびダイの溝形状

す．

側方押出し鍛造方法および実験条件を示す．被加工材は外径 9.5mm，内径 d0 = 3.0mm，高さ13.4mm（端面部：C1 の面取り）の円筒形状として，端面２．加工試験機および鍛造条件
2.1加工試験機 4)の表面粗さを Ra = 0.6m とした．パンチは円柱形状として，先端部の中心に一辺 5.6mm，深さ 3.0mm の正六角形

ねじりモーション付加鍛造加工用に設計・製作した加工溝を設けた．コンテナは内径 13.0mm として，ダイには図試験機の外観写真を図 1 に示す．サーボモータを駆動源と2(b)に示すような幅 3.0mm，高さ 3.0mm，長さ 15.0mm のして，上ラムは上下移動，下ラムは上下軸まわりに回転す

溝を 45°毎に 8 本設けた．ただし，溝は十分に長く，鍛造る．上ラムは最大負荷荷重 100kN，最大速度 10mm/s であ後に被加工材が溝に充満しないようにした．またダイ中心り，下ラムは最大負荷トルク 200N·m，最大回転速度 25rpm

部には，直径 1.0mm×深さ 5.0mm の捨て軸穴を設けた．

である．

パンチを-z 軸方向に 0.1mm/s で移動させ，コンテナおよびダイを r 方向中心の z 軸まわりに 0.5rpm（0.05rad/s）で一方向あるいは繰返し両振り（振幅 a = 5°（/36））で回転って，ねじりを付加した．

させた．パンチ先端部の溝およびダイの溝に被加工材を塑

被 加 工 材 に は A1070-H14 ア ル ミ ニ ウ ム ， 金 型 に は性流動させ，形状拘束により被加工材にねじり付加を試み

SKH51 高速度工具鋼（63HRC）を使用し，成形部表面を鏡た．

面仕上げとした．加工実験では被加工材に鉱油（VG32）加工装置の最大負荷能力の都合上，被加工材にはA1070-H14 アルミニウムを使用し，室温，無潤滑で押出しを塗布し，室温にて歯形押出し鍛造を行った．ただし，実験でのねじり付加は(B)のみ行った．

を行った．また金型には SKH51 高速度工具鋼（63HRC）を用いて，成形部表面を鏡面仕上げとした．

Upper
punch
Sleevewith gear
3.0

3.0

Workpiece

Workpiecez5.0DieLower
punchr(a) 全体図z

図3r(a) 金型構成(b) ダイの溝形状

LowerpunchzRotation

図 2Container
with gear

R1 Container
Workpiece

Sleevewith gear

Container
with gear

Extrusion
Punch

Upper
punchr(b) rz 断面図（加工部）

歯形側方押出し鍛造の金型構成

３．側方押出し鍛造の結果および考察 9)

側方押出し鍛造の金型構成とダイの溝形状（方向3.11/4 断面）

有限要素解析による塑性変形過程

図 4 に押出し鍛造中の被加工材の塑性変形過程を示す．
ねじりモーション付加の有無によらず，軸方向ストローク2.4

歯形側方押出し鍛造方法および実験条件

s = 0.8mm において，パンチ先端部溝およびダイの溝部に

図 3 に歯形側方押出し鍛造の金型構成およびダイの歯塑性流動が開始された．その後，s = 4.8mm においてパン形形状を示す．被加工材は外径 14.0mm，内径 9.9mm，高チ正六角形溝への充満がほぼ完了し，コンテナおよびダイさ 12.0mm の円筒形状とした．上・下パンチは被加工材との溝部への塑性流動が開始された．軸方向ストロークの進の接触部の断面を外径 15.5mm，内径 d0 = 9.82mm の円筒行とともに，被加工材内径部の縮小と溝部への押出しが行形状とした．内径スリーブには大径 9.8mm，小径 7.5mm，われ，s = 6.7mm において底面近傍の内径部が閉そくし，歯数 9 枚（モジュール：1mm），コンテナには大径 20.0mm，捨て軸穴への塑性流動が開始された．

小径 15.5mm，歯数 18 枚（モジュール：1mm）のインボリ
ュート歯形を設け，歯車部品を模した．

以上の結果より，加工実験ではコンテナおよびダイの回転を s = 0.8mm から開始し，s = 6.7mm での総回転角度が被加工材をコンテナと内径スリーブの間に挿入し，有限180°となるように設定した．またねじりモーション付加に要素解析では上・下パンチをそれぞれ-z，z 軸方向により，被加工材外径方向への塑性流動を促進することをね

0.05mm/s で同時に移動させた．実験では加工装置・金型のらう．

機構上，上パンチのみを-z 軸方向に 0.1mm/s で移動させた．一方，上・下パンチの z 軸方向の移動と同時に，以下の 2 種類のねじりを付加した．
(A) 上・下パンチを z 軸まわりにそれぞれ反対方向に回転させ，被加工材の上・下端面から周方向にねじり付加（以降，ねじり付加と記す）．
(B) コンテナ，内径スリーブを z 軸まわりにそれぞれ反対zr, (a) s = 0.8mm(b) s = 4.8mm(c) s = 6.7mm

方向に回転させ，被加工材の外・内径部から断面内で図4周方向にねじり付加（以降，断面内ねじり付加と記す）．

（s：軸方向ストローク，各図左：表面，右：断面）側方押出し鍛造における被加工材の塑性変形過程

いずれの場合もねじり速度は 0.5rpm（0.05rad/s）で繰返し両振り（a = 5～15°（/36～/12rad））とした．被加工材

3.2の歯部への塑性流動が開始する上・下パンチ合計ストロー

図 5 に側方押出し鍛造におけるトルクおよび軸方向荷クが s = 2.0mm から金型を回転させた．(A)では上・下パン重の測定結果を示す．工具回転開始（s = 約 0.8mm）ととチ端面－被加工材端面を固着（溝付きパンチでのねじり付もにトルクが上昇したため，形状拘束により被加工材に z加を想定），(B)では被加工材と金型の歯部の形状拘束によ軸まわりのねじりが付加されたと判断できる．また被加工

トルク，軸方向荷重（加工実験）

材の上下端面に設けたけがき線の押出し後の上・下端面でねじり付加で約 25%増加した．側方部先端形状は，一方向の角度差と傾斜具合からも被加工材全体へのねじり付加

ねじり付加では工具回転方向（紙面上時計回り）に対してを確認した．

後方側の側方部側面で塑性流動が促進され，後方側に偏り

次に図 5(b)ではねじりモーション付加により軸方向荷重が最大で約 25%低減した．また両振りねじりモーションが生じた．一方，両振りねじり付加では工具回転方向が繰り返し反転するため，溝幅方向に均等に押出された．

付加では，工具回転反転時に瞬間的に速度が 0 となるため以上より，ねじりモーション付加により側方部への塑性トルクの振動がみられた．トルクの付加とともに軸方向荷流動を促進させることができ，特に両振りねじり付加では重が低下したことから，軸方向荷重の低下は軸方向と軸ま押出し長さの溝幅方向の不均一度を抑制できる．

わりの応力成分の重ね合わせによるものであることが示
唆される．

(a)トルク
図 6

側方押出し鍛造における被加工材底面における内径部の変化(b) 軸方向荷重
図5

側方押出し鍛造における回転角度，トルクおよび軸方向荷重の測定結果(a) s = 5.0mm（溝部への押出し開始時）
3.3

側方押出し部への塑性流動

図 6 に被加工材底面における内径部の変化の有限要素解析および加工実験結果を示す．いずれの場合も内径部は側方部への押出し開始（s = 4.8mm）から縮小し始め，ねじりモーション付加により s = 5.0mm において内径部の縮小を約 35%抑制できた．これはねじりモーション付加により，外径方向への塑性流動が促進されたためである．またs = 6.7mm において底面近傍の内径部は閉そくしたものの上部の内径部は閉そくしておらず，ねじりモーション付加による捨て軸長さの減少を確認した．
次に被加工材の側方底面部の形状プロファイルの測定
結果を図 7 に示す．ねじりモーション付加により溝幅方向
中央部で溝長さ方向への長さを s = 5.0mm（歯形押出し開(b) s = 6.7mm始時）で約 5%，s = 6.7mm で約 7%長くできた．また側方

図 7

押出し部の断面積は，一方向ねじり付加で約 5%，両振り

ファイルの測定結果

側方押出し鍛造における被加工材底面の形状プロ

４．歯形側方押出し鍛造の結果および考察 10)
4.1

r 1/4 cross section(center of height)

Overall

有限要素解析結果

図 8 に押出し鍛造中の被加工材の周方向速度の分布を示す．ねじり付加，断面内ねじり付加でそれぞれ z，r 方向に対して周方向速度が変化し，それぞれ z，r方向のせ

5.0
4.5
4.0
3.5
3.0
2.5
2.0
1.5
1.00.50No
torsionん断変形が付加されることが示唆される．
次に押出し鍛造後の被加工材の形状および相当ひずみ分布を図 9 に示す．ねじり付加なしでは上・下パンチ－被加工材間の摩擦によりたる形変形が生じた．一方，ねじり付加では上・下端面部の周方向速度が高く，周方向速度に応じて，r 方向の塑性流動が助長されるため，上・下端面Circumferential
torsion部が z 方向中央部より外径が広がるつづみ形変形が生じた．断面内ねじり付加では周方向速度分布は z 方向に対してほぼ一定であり，被加工材の高さ位置によらず，ほぼ一様に r 方向の塑性流動が助長され，たる形変形が軽減された．また歯部側面へ大きなひずみが付与され，歯部の強度向上が期待できる．
図 10 に押出し鍛造におけるトルク，軸方向荷重を示す．

5mm

In-crosssection
circumferentialtorsionz

いずれのねじり付加も金型の回転開始直後からトルクがr5mmz上昇し，ねじりが付加されたことが示唆される．また鍛造

図 9終盤での最大荷重はいずれのねじり付加も，ねじり付加な当ひずみ分布（a = 5°，s = 7.0mm）

歯形側方押出し鍛造後の被加工材の形状および相しに対して約 20%低下した．一方，断面内ねじり付加では被加工材と歯部の形状拘束によるねじり付加のため，被加工材の歯部への充満率が低い鍛造中盤以前では荷重の低下度は小さかった．

rz right half(center of tooththickness)r 1/4(center of height)[mm/s]
0.25
0.20
0.15
0.10
0.05
0-0.05-0.10-0.15-0.20-0.25

No
torsion(a) トルク

Circumferential
torsionIn-crosssection
circumferential
ztorsionr

図 8z

歯形側方押出し鍛造中の被加工材の周方向速度分布（a = 5°，s = 7.0mm）(b) 軸方向荷重5mm

図 10

歯形側方押出し鍛造におけるトルク，軸方向荷重（a = 5°）

4.2

実験結果

５．まとめ

押出し鍛造における軸方向荷重を図 11 に示す．回転振本研究では，ねじりモーション付加鍛造加工法について，幅によらず，ねじり付加なしに対して荷重は約 20%低下

主加工軸まわりの回転・ねじり付加により塑性流動を変化し，有限要素解析結果（図 10）とほぼ一致したことから，させることに取り組んだ．歯車成形での歯形部への塑性流ねじりが付加されたと判断する．

動に応用し，歯形部への素材の充満を促進させることに取図 12 に押出し鍛造後の被加工材の外歯部への r断面充り組んだ．また歯形側方押出し鍛造において，上・下端面，満率を示す．断面充満率は被加工材の外歯部の形状測定に外・内径部からの 2 種類のねじり付加が塑性流動および軸より得られた平均 r断面積とコンテナの外歯部の設計 r

方向荷重へ及ぼす影響について調べた．以下に得られた結断面積より算出した．ねじり付加なしに対して断面内ねじ果をまとめる．

り付加の方が充満率は約 10%高く，また回転振幅が小さい

1) 側方押出し鍛造，歯形側方押出し鍛造いずれにおいて方が充満率は高かった．断面内ねじり付加では r 方向の塑も，30°/mm のねじり付加により軸方向荷重を最大で 20性流動が助長され，また回転振幅が小さいほど回転方向の～25%低減できる．

反転頻度が高く，コンテナ側面－被加工材の歯部側面間の2) 側方押出し鍛造では，ねじり付加により内径部の縮小すべりがわずかながら良好であったためと推察される．

が約 35%抑制され，外径部の溝へ約 5～7%長く押出すことができる．特に両振りねじり付加では溝部への押出し長さの溝幅方向への不均一度を抑制できる．
3) 歯形側方押出し鍛造では，ねじり付加，断面内ねじり付加により，それぞれ z，r方向のせん断変形が付加される．断面内ねじり付加では，被加工材の高さ位置によらず，ほぼ一様に半径方向の塑性流動が助長され，たる形変形を軽減できる．
4) 歯形側方押出し鍛造では，断面内ねじり付加により，歯部の r断面充満率を約 10%向上できる．

謝辞

本研究を進めるにあたり研究助成いただいた（公財）天田財団に深く感謝の意を表する．
図 11

歯形側方押出し鍛造における断面内ねじり付加と参考文献

軸方向荷重

Cross–sectional area ractionof die filling

1.01)

大賀喬一, 近藤一義: 機論 C, 48-427 (1982), 425-432.

2)

小坂田宏造, 花見眞司, 王欣: 塑性と加工, 37-426(1996), 723-728.

3)安藤弘行: 143 回塑加講テキスト, (2015), 93-102.

4)

Matsumoto, R., Kou, J. and Utsunomiya, H.: Int. J. Adv.

0.9

Manuf. Technol., 93-1-4 (2017), 933-943.
5)
6)
7)

05
10 150(7.0) (7.0) (7.0) (7.0) (6.7)
Rotation amplitude (axial stroke) a (s) /° (mm)

断面内ねじり付加歯形側方押出し鍛造後の被加工材の外歯部への r断面充満率

Ohnishi, H., Takamoto, K., Matsumoto, H. and Matsumoto,R.: J. Manuf. Process., 58 (2020), 1161-1170.

8)

外村圭資, 松本良, 李相民, 宇都宮裕: 銅と銅合金,
60-1 (2021), 176-181.

9)
図 12

松本良, 髙塚誠司, 宇都宮裕: 塑性と加工, 60-703(2019), 241-246.

0.7

0.6

松本良, 髙塚誠司, 宇都宮裕: 塑性と加工, 60-703(2019), 235-240.

0.8Matsumoto, R., Tanaka, S. and Utsunomiya, H.: J. Mater.
Process. Technol., 299 (2022), 117369.

10) 松本良, 宇都宮裕: 72 回塑加連講論, (2021), 213-214.