図12 減肉率γに及ぼす拡管率κおよび半角αの影響 図13 オーバーシュートδに及ぼす拡管率κおよび半角αの影響 図11 加工荷重Pに及ぼす拡管率κおよび半角αの影響 Pが上昇する傾向を示した．これは，αが大きくなるほど，拡管時における曲げ・曲げ戻し変形が大きくなるためである．特に，α=48°，κ=0.23の条件では，軸方向荷重が過大となったため，管が軸方向に伸ばされ，図10 (c)に示すような軸方向割れが生じたと考えられる． 図12に，拡管率κとプラグ半角α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．κが大きくなるにともなって減肉率γも大きくなり，α=36°のプラグを用いた際に最大減肉率γmax = 0.33に達した．これは，従来の縮管抽伸における1パスあたりの減肉率である20％5)よりも高く，薄肉管を製造するにあたって，拡管抽伸が従来手法より優れている可能性が示された．また，αの影響に着目すると，αが多いほどγは高くなる傾向を示した．この現象は，図11に示すように，αの増加にともなって上昇した加工荷重Pによるものと考えられる．加工荷重の上昇によって，管壁が軸方向に引き伸ばされ，薄肉化が促進されたと考えられる． 図13に，拡管率κとプラグ半角αがオーバーシュートδに及ぼす影響を示す．κが大きくなるとδは小さくなる傾向を示した．これは，κの増加にともなって増加した軸方向の引張力が，管の半径方向への広がりを抑えたためだと考えられる．また同じκであっても，αが大きいほどδが大きくなる傾向にあった． 表5 プラグ半角αが成形可否に及ぼす影響 γ oitar noitcuder ssenkcihT 000mmδ toohs revO / hc ec ec s Nk / PdaoLプラグ半角αの増加にともない，減肉率γやオーバーシュートδが増加した原因に関して，さらなる検討を加えるため，図3 (a)に示すモデルを用いて，FEM解析を行った．図14に，拡管率κ=0.23の場合において，αが軸方向ひずみεzの分布に及ぼす影響を示す．αが大きくなると，プラグ角部における曲げ変形によって生じるεzが増加する．この曲げ変形量の増加により，抽伸荷重Pも図11に示すように増加する．Pの増加によって，平行部における軸方向ひずみが増大し，その結果として，減肉率γが大きくなったと考えられる．一方で，αが大きくなると，プラグ角部における曲げ変形量が大きくなるため，図14(c) に示すようにδが大きくなる．曲げ変形量の増加によって生じるδを減少させ，管内径の寸法精度を高めるためには，プラグ角部にコーナー半径を設けることが有効と考えられる． 3・5 プラグ半角αが成形品の強度に及ぼす影響 拡管率κ=0.23の条件にて加工した成形品の引張試験を行い，プラグ半角αが成形品の応力-ひずみに及ぼす影響を調査した．図15に，αを変化させた場合における成形品の公称応力σn-公称ひずみεn線図を示す．拡管抽伸によって，管の引張強度が向上した．これは加工硬化によるも3・4 プラグ半角αが減肉率γおよびオーバーシュートδに及ぼす影響 α=36°α=24°α=12°0.20.4Expansion ratio κα=24°α=12°28303234Expansion ratio κ/ mmHalf angle α / ° 12 24 36 48 0.13 s s s e s:Success, e: Eccentric, ac: Axial crack, hc: Hoop crack, ec: Edge crack 1009080706050403020100α=48°0.20.4Expansion ratio κExpansion Ratio κ 0.30 hc s s 0.38 0.23 s s s ac α=36°α=24°α=12°0.40.46 0.30.20.10.80.70.60.50.40.30.20.100.6Theoretical value(εz=0)0.6α=36°363840− 177 −
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