00 ここで，depはプラグ外径，di0は管の初期内径，t0およびtは加工前後の管肉厚である． tmax， tminおよびtaveは，それぞれ円周方向における肉厚の最大値，最小値および平均値である． 表1に供試材料を示す．鋼管(STKM13C)およびアルミニウム合金管(AA1070)を使用した．引張試験にて求めた応力-ひずみ線図をSwiftの式にて近似し，解析における材料特性として用いた．表2に加工条件を示す．拡管抽伸においては，成形品の肉厚tを調整するため，プラグ径depを変化させた．縮管抽伸においては，ダイス径ddを一定 表1 供試材料 STKM13C t0[mm]24表2 加工条件 初期外径 d0 / mm 初期肉厚 t0 / mm 実験 管 γ oitar noitcuder ssenkcihT(目標肉厚 g / mm) 潤滑 (実験) t0 = 4.0 として，プラグ径dpを変化させることによって，成形品の肉厚tを調整した． 2・2 拡管型抽伸加工における減肉特性 図4に，拡管抽伸において，拡管率κが減肉率γに及ぼす影響を示す．なお，加工後の軸方向ひずみεzが0と仮定して求めた理論値もあわせて示している．FEM解析によって求めたγは，κの増加にともなって上昇し，理論値ともおおよそ一致した．したがって，拡管抽伸において，管は軸方向にあまり変形せず，主に周方向に伸ばされる． 図5に，拡管と縮管抽伸における減肉率γと加工荷重Pの関係を示す．拡管抽伸の方が，低荷重にて高いγが得られており，効率的な薄肉化を実現している．また，縮管抽伸の場合，所定のPに達すると，γが急激に増加する現象が見られた．実際は，この領域において，管にくびれが発生し，破断すると考えられる．拡管抽伸の場合に，このような現象は確認されなかった．したがって，拡管抽伸の方が高い減肉率まで加工できる可能性がある． 図6に減肉率γがおおよそ0.1の場合（図5(i)および(ii)）における軸方向および半径方向の偏差応力σz’， σr’およびひずみεz，εr分布を示す．縮管抽伸の場合，テーパ部において周方向に縮むため，半径方向の偏差応力σr’が大きくなり厚肉化する．厚肉化した管壁をダイおよびプラグにてしごく必要があるため，管は軸方向に伸ばされ，加工荷重Pは大きくなる．拡管抽伸の場合は，まず，図6 [A] の部分において，周方向に伸ばされるため，半径方向の偏差応力σr’が小さくなり，管壁は薄肉化する．図6 [B] に達すると，管壁が軸方向に強く引っ張られるため，負の偏差応力σr’が作用し，さらに薄肉化する．上記のFEM解析の結果，管肉厚を減少させるにあたって，拡管抽伸は縮管抽伸よりも効率が良いことが示された． 図4 減肉率γに及ぼす拡管率κの影響（FEM，2次元軸対称モデル） 対称モデルを作成し，静的陰解法を採用した．また，拡管抽伸において，管の初期偏肉の影響を検討するため，図3 (c)に示す3次元モデルを作成し，動的陽解法を採用した． 実験では，図1 (a)のように口広げ加工を施した管の口広げ部を，図 1 (b)のようにチャックでつかみ，油圧シリンダーにて，プラグを管から引き抜くことによって加工した．成形品を評価するため，拡管率κ，肉厚変化率η，減肉率γおよび偏肉率λは以下の式にて求めた． 材料 ヤング率 E / GPa ポアソン比 ν 降伏応力 σy / MPa 初期長さ l0 / mm プラグ（拡管型抽伸用） ダイス（縮管型抽伸内径 dd /mm 用） ベアリング長さ lb / mm 外径 dp / プラグ（縮管型抽伸用） 摩擦係数 μ (FEM) σeq = F(εeq + ε0)n κ=(dep-di0)/di0 η=-γ=(t-t0)/t0 λ=(tmax-tmin)/tave Swift近似 mm 半角 αep / ° 外径 dep / mm (拡管率 κ) 半角αd / ° σeq = 725(εeq + 0.0032)0.023 σeq = 121(εeq + 0.0013)0.048 t0 = 2.0 AA1070 200 0.3 637 2D FEM 3D FEM 24–38 (0.07–0.46) 24–25 (1.5–2.0) mm mm 20–22 (3.0–4.0) プレス工作油 G-3344 0.1 (STKM13C) 0.25 (AA1070) (1) (2) (3) 66 0.34 88 30 2, 4 200 160 170 12 0.30.212 28 9 0.1FEM(2D-Impl)0.20.4Expansion ratio κTheoretical value (εz=0)0.6− 174 −
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