FORM TECH REVIEWvol27

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m aeohnonoaved/ it/ fitisopitertdradnaSnecrehcnuPeoH/resf/DP = 6.0, ntotal = 1sf/DP = 1.5, ntotal = 4emademadsf/DP = 6.0, ntotal = 1sf/DP = 1.5, ntotal = 4DP= 6DI= 1.5LP= 6445.9d reemaddradnaSeohavedsf/DP = 6.0, ntotal = 1sf/DP = 1.5, ntotal = 4mnodn1n1i 図図9 金型構成およびパンチ形状 内径DC = 24，18，12，9mmとし，押出し比をそれぞれR = 1.07，1.13，1.33，1.80とした．試験片にはA6061-T6アルミニウム合金（初期高さ：41mm）を，潤滑油には鉱油（40ºCでの動粘度：32mm2/s）をそれぞれ使用した． プレスにはリンク式サーボプレスを用いて，平均加工速度vavg = 20～80mm/s（加工開始時速度：150～250mm/s），sf = 9～36mm（sf/DP = 1.5～6.0），sr = 6mm（sr/DP = 1.0），stotal = 36mm（stotal/DP = 6.0）のパンチモーションで室温にて加工を行った． dravgaPunch with internal channelBilletContainer (DC= 9, 12,18, 24)Knockout punchInternal channel for lubricantLubricant0.5110ºTank for lubricant1.021.011.000.990.98Distance from bottom of hole/Punch diameter - 32 -50403020101.071.131.33Extrusion ratio R50403020101.071.131.33Extrusion ratio RDistance from bottom of hole /mm35151020500123456titi lfo iti l t0 id2  2fo i lo t 01.801.803025と求めた．押出し比によらず，パルス加工の方が標準偏差は小さく，寸法精度の高い加工穴が得られることが分かる．同様にして，図図12に加工穴の中心位置分布の標準偏差aを示す．ここで，aは試験片側面から加工穴中心までの距離をri，試験片側面から加工穴中心までの平均距離をravg，測定点をiとして， n1n1iと求めた．押出し比によらず，パルス加工の方が標準偏差は小さいが，R = 1.13以外の押出し比では非パルス加工とパルス加工で大きな差違は見られなかった． 4.3 有限要素解析による考察 4.2節で得られた加工穴の形状精度の実験結果について，(1) (2) (a) 金型構成 (b) 潤滑油流路付きパンチ 4.2 実験結果 加工穴の形状精度を評価するため，深さ方向s = 3mm毎（s/DP = 0.5毎）に加工穴の直径と中心位置を測定した．stotal/DP = 6.0，R = 1.07の場合の加工穴の直径分布の測定結果を図図10に示す．非パルス加工（sf/DP = 6.0，ntotal = 1）と比較して，パルス加工（sf/DP = 1.5，ntotal = 4）による加工穴の方が直径分布のばらつきは小さく，寸法精度は高い．図図11に加工穴の直径分布の標準偏差dを示す．ここで，dは加工穴直径をdi，加工穴平均直径をdavg，測定点をiとして， riavg 図図10 加工穴の直径分布（押出し比R = 1.07） 有限要素解析により考察する．有限要素解析では二次元軸対称解析とし，アルミニウム試験片の塑性変形と温度変化を計算した．ただし，二次元軸対称解析のため，加工穴の形状精度を有限要素解析では直接求めることは行わない．有限要素解析において加工穴の形状を高精度に得るためには，試験片，金型の物性値（例えば，応力－ひずみ線図，熱伝導率）や境界パラメータ（例えば，摩擦係数や熱伝達率）について温度依存性や圧力依存性を含めて高精度な値を入力する必要があるが，これらの物性値や境界パラメータをすべて測定することは困難なためである．冷間後方押出し加工での形状精度には，加工発熱による加工中の試験片の温度分布が影響することが示唆6),7)されているため， 図図11 加工穴の直径分布の標準偏差 図図12 加工穴の中心位置の標準偏差