00 5050000 00 みずひ厚板NkN/] kNd/ka[o重 dl a荷hocLチn huンcPnパuPNk]N/N kFk/H[ FFBHHBBNk/N重k]N/荷 dkチa[o dンl ahoパcLn uhPcnuPN]kN/Nk k[F /HF BFHHBB５．まとめ参考文献用と成形前に3000Å程度の酸化被膜を生成したブランクに着目して試験を行った． 4・1金型内の材料流入制御の効果図11にPTFEを固体潤滑として適用し，常温でTi-6Al-4V合金板を逐次成形した結果を示す．図11の結果はパンチストローク12 mm時点で試験機を停止した結果となる．12 mm程度のパンチストロークで停止した状態においても，パンチ荷重－パンチストローク曲線の推移および成形カップから，4mm程度のしごき部が確認できる．そのため，フランジ部の材料流入をモーション制御と潤滑条件の2つのアプローチから制御することで，金型内部への材料流入を円滑にすることで，常温でTi-6Al-4V合金板の絞りしごきが達成可能であることを示した．図11PTFEを固体潤滑として適用した冷間絞りしごき加工結果4・2冷間絞りしごき成形結果前節の結果から，本提案手法においては，ブランクの端部からダイスの肩部までの箇所での摺動補助が必要である．冷間での絞りしごきを無潤滑で達成するために，摺動補助の効果が存在する大気酸化被膜22)に着目した．大気酸化処理の条件として成形前に3000 Å程度の膜厚を有する酸化処理を施したブランクを用いて常温での冷間絞りしごき成形を行った．図12にブランクの大気酸化処理として500 ℃で前処理を行い，膜厚3000 Å程度の酸化被膜を有するTi-6Al-4V 合金板の成形結果を示す．冷間での絞りしごき成形に成功し，成形後のカップの肉厚分布においても，金型によるしごきが行われており，成形カップの肉厚が均一となっている結果を得た．1）逐次成形の適用により，絞り成形に比べて，Ti-6Al-4Vの冷間での成形において，最大パンチ荷重に到達後の割れを生じることなく成形が可能であった．2）有限要素法を適用したシミュレーションにおいても実験と同様に，逐次成形法の適用でパンチ肩部でのひずみの集中を低減できた．7070 Punchstop6060 Punch load －punch Punch load –punch パンチ荷重–パンチstoroke curvestroke curveストローク曲線5050 4040 3030 2020 1010 10パンチ停止BHF –punch stroke BHF －punch storoke しわ抑え–パンチストロークcurvecurve曲線251520Punch stroke [mm] パンチストローク/mmPunch stroke /mmパンチストローク/mm400400 350350 300300 250250 200200 150150 100100 5050 0300 5 10 15 20 25 30− 378 −3）開発した冷間絞りしごき成形法によって，通常肉厚低減が顕著に生じるパンチ肩部における肉厚分布の減少が抑制され，成形カップ全体が均一な肉厚となる結果を実験と解析の結果から得た．(a)パンチ荷重–パンチストローク曲線図12 Ti-6Al-4V合金板の冷間絞りしごき加工結果1)Beal, D. J., Boyer, R. andSanders, D.: ASM Handbook, 14B, Metalworking: Sheet Forming, (2006), 656-669, ASM International.2)Froes,F.H., Friedrich,H., Kiese,J. andBergoint,D.: The Journal of The Minerals, Metals andMaterials Society,2(2004), 40-44.7070 6060 5050 4040 3030 2020 1010 0.05-0.05-0.1-0.15-0.2-0.25-0.3-0.35-0.4クリアランスカップ底部カップ肩部1020カップ中心からの距離/mm(b)成形カップ写真(c)成形カップ板厚ひずみPunch load –punch stroke パンチ荷重–パンチストローク曲線初期板厚カップ壁部3040300300 250250 200200 150150 100100 5050 0300 5 10 15 20 25 302520Punch stroke [mm] Punch stroke /mmパンチストローク/mmPunch load -punch strokeBHF -punch strokeBHF –punch strokeしわ抑え–パンチストローク曲線1015
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