5. 実証実験 図24および図25に示す結果より，マルエージング鋼に比べて，温度分布は均一であり，到達温度も高いこと図24および図25に示す通り，蒸気出口g, h, iの部分の温度が他の部分に比べて温度が低い．そこで，CAE解析により蒸気入口の形状を検討した．図26に示すように，設計した金型から下型の蒸気流路を取出し，解析を行った．蒸気出口近傍の温度が低いことから，Aの元々の設計に対して，Bは蒸気入口で出口に向かうテーパとした．Cは温度の低い出口の方から蒸気を導入し，逆に向かって蒸気を導入するテーパとした．解析結果を図27に示す．蒸気の流線および温度分布の結果から，Bの出口に向かうテーパ形状が到達温度も高く，表面温度のばらつきも図22. アルミ一体構造入れ子の概念図 図23. 過熱水蒸気流動試験セットアップ状態（入口両端） 図26. 過熱水蒸気入口形状の解析モデル 図27. 過熱水蒸気入口形状の解析結果 図25. アルミ一体型入れ子の昇温カーブ 0abcdefghi abcdefghi0図24. アルミ一体型（入口両端） ））（（℃℃度度温温面面表表TTiimmee（（sseecc..））4.3 入れ子の昇温試験（アルミ） マルエージング鋼と同様の実験をアルミでも造形を行い実施した．ただし，マルエージング鋼での実験で分割構造では蒸気漏れという課題が判明したため，アルミにおいては入れ子を一体構造とした．アルミはマルエージング鋼に比べて線膨張係数が大きいことから収縮量がより大きくなり，変形や亀裂発生の原因となる．そこで，ベースプレートの一部を成形面とするハイブリッド金型とした．図22にその概念図を示す． 造形上がりの状態では確認できなかったが，所定の寸法に仕上げる機械加工後に，四隅に大きな亀裂が確認された．そこで，耐熱パテで亀裂を埋めた上で過熱水蒸気流動試験を実施した．装置のセットアップ状態を図23に示す． 上段：CAE，下段：表面温度分布 が判る．蒸気入口が互い違いの場合も実施したが，入口両端に比べて，全体に到達温度が低かった． 以上，これまで得られた結果から，材質はアルミとし，過熱水蒸気入口の位置は，両端に決定した． 使用するプレス機の□300 mmの盤面に金型をクランプすることを考慮し，出来るだけ成形面積を確保するように物性測定用の平板金型を設計した． 5.1 CAE解析による蒸気入口の形状設計 少ないことが判る． A：ノーマルテーパ蒸気入口蒸気入口蒸気出口上下金型B：出口に向かうテーパ金型＋蒸気流路蒸気流路下型モデルC：逆向き流動テーパ400350300250200150100505001000150020002500成形面サイズ200×156 mmAve. 267 ℃σ22.8Ave. 269 ℃σ22.3Ave. 259 ℃σ210.8− 64 −
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