TC°/ iteruarepmeitdradnaSsf/DP = 6.0, ntotal = 1sf/DP = 2.0, ntotal = 3sf/DP = 1.5, ntotal = 4C°/ erutarepmeTsf/DP = 6.0, ntotal = 1sf/DP = 2.0, ntotal = 3sf/DP = 1.5, ntotal = 4noubirtsdnoaved 4.1節で述べた加工条件に従い，パンチは先端部直径DP = 6.0mm，コンテナは内径DC = 24.0mm，試験片は直径23.9mm，高さ41mmで押出し比をR = 1.07とした． 弾塑性有限要素解析ソフトウェアsimufact.forming ver.11を使用し，二次元軸対称解析でA6061-T6アルミニウム合金試験片の弾塑性変形と温度変化を計算した．一方，1nn1iTTavgTiTnVi1in1i 1回のパルス穴あけ加工におけるパンチ摩耗を有限要素解析により見積もった，摩耗量WはArchardの式9)により，摩耗係数K，試験片－工具間の接触圧力P，接触面の相対すべり速度v，接触時間t，パンチ材料の硬さH（= 11.3GPa（超硬合金））として， 1回のパルス穴あけ加工後のパンチ摩耗の分布図を図図14に示す．いずれのパンチモーションにおいても，パンチ先端部側面ストレート部でW/Kは最大となり，パルスモーションでの加工の方がW/Kの最大値は高く，またW/K 2となる範囲は広かった．図図15に各パンチモーションとパンチ先端部側面ストレート部（図14内の参照点）でのW/Kの関係を示す．ただし，各パンチモーションでのW/Kを非パルスモーション（sf/DP = 6.0，ntotal = 1，mP = 0.4）でのW/Kで除したものを示す．非パルスモーションにおいてはmPが高いほどW/Kは小さくなり，パルスモーションでのW/Kは非パルスモーションでのW/Kの1.5～2.4倍となった． 図図14 1回のパルス穴あけ加工後のパンチ摩耗量の分布図（mP = 0.4） 図図13 有限要素解析で計算されたパルス穴あけ加工中のアルミニウム試験片の温度変化（押出し比R = 1.07） ここでは試験片の温度分布に着目して議論する． 図図13に加工中の試験片の温度分布の計算結果を示す．ここで，Tは各要素の試験片温度をTi，体積をVi，試験片平均温度をTavgとして， vavg= 32mm/s.vavg= 102mm/s.Punch stroke s /mm1015202530354010080604020Punch stroke/Punch diameter s/DPPunch stroke s /mm10152025303540050123456705i fo i ttt0012345672 W 400350300250200150100500Punch stroke/Punch diameter s/DP(a) 最高，最低，平均温度の変化 (b) 温度分布の標準偏差 VTii5.1 加工条件および有限要素解析条件 MaximumAverageMinimumReference pointW/K[mm]4.03.53.02.52.01.51.00.50と求めた．パルス加工では各段でパンチ後退により塑性変形が断続的に行われるため，パンチ後退中に試験片が金型接触により冷却されることが分かる．そのため，非パルス加工と比較して試験片の温度上昇が抑制され，温度分布の標準偏差Tは低く抑えられることが示唆される．試験片温度分布が均一であるほど加工中の不均一変形や加工後の熱変形が均一に近づき，パルス加工の方が高い形状精度を有する穴を加工できたものと考えられる． ５．逐次潤滑穴あけ加工におけるパンチ摩耗の検討8) 金型は剛体とし，温度変化のみ計算し，パンチの潤滑油流路は設けなかった．試験片－パンチ間のせん断摩擦係数はmP = 0.2，0.4，0.8とし，試験片－コンテナ間のせん断摩擦係数は0.2とした．また試験片－金型間，試験片－大気間の熱伝達係数は，それぞれ10000W·m-2·K-1，20W·m-2·K-1とした．試験片の比熱および熱伝導率は温度依存性を考慮せず，室温での物性値を用いた． 5.2 パンチ摩耗量の計算結果および考察 を算出した．本研究ではKを一定と仮定して，W/Kを摩耗量として取り扱った． PvKHdtavg(3) (4) (a) sf/DP= 6.0, ntotal= 1, - 33 -(b) sf/DP= 1.5, ntotal= 4, (5)
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